Режущий инструмент: Учебное пособие - Схиртладзе А.Г., Рыжкин А.А., Шучев К.Г., Боков А.И., Алиев М.М.

Автор: Схиртладзе А.Г. Рыжкин А.А. Шучев К.Г. Боков А.И. Алиев М.М.

Теги: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства машиностроение металлорежущие станки режущие инструменты учебное пособие

ISBN: 978-5-222-15232-4

Год: 2009

Похожие

Режущий инструмент

Сборник задач и примеров по резанию металлов и режущему инструменту: Учебное пособие

Основы резания материалов и режущий инструмент

Технология производства металлорежущих инструментов: Учебное пособие

Текст

------высшее --------------1
--------------------------- образование—^

> *Аг > 1:

АА Рыжкин, К.Г. Шучев,
А.Г. Схиртладзе, А.И Боков,
М.М. Алиев

| РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ

Высшее образование

А. А. Рыжкин, К. Г. Шучев, А. Г. Схиртладзе,
А.И. Боков, М.М. Алиев

РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ

Учебное пособие

Допущено учебно-методическим объединением вузов
по образованию в обмети автоматизированного машиностро-
ения (УМО АМ) в качестве учебного пособия для студентов
высших учебных заведений, обучающихся по направлениям
подготовки «Технология, оборудование и автоматизация машино-
строительных производств», «Конструкторско-технологическое
обеспечение машиностроительных производств»

РОСТОВ-но-ДОНУ

Феникс
2009
УДК 621.9(075.8)

ББК 34.63-5я73

КТК 235

РЗЗ

РЗЗ Режущий инструмент: учебное пособие/А. А. Рыжкин
[идр.]. —Ростовн/Д : Феникс, 2009. — 405 , [1] с. —
(Высшее образование).

I8В^ 978-5-222-15232-4

В учебном пособии рассматриваются конструктивные особен-
ности современных металлорежущих инструментов различных
типов — резцов, сверл, зенкеров, разверток, протяжек, резьбооб-
разующего инструмента, для обработки зубчатых колес и неэволь-
вентных профилей: шлицевых и гранных валов, звездочек, храпо-
виков и зубчатых колес с зацеплением Новикова, обосновываются
принципы выбора геометрических и конструктивных параметров и
расчетов исполнительных размеров некоторых типов инструментов,
приводятся современные конструкции металлорежущих инструмен-
тов, оснащенных многогранными неперетачиваемыми пластинами
из твердых сплавов и синтетических сверхтвердых материалов,
широко применяемых в автоматизированном производстве.

Особое внимание уделяется не только конструкции, но и
вопросам профилирования инструмента для обработки методом
обкатки зубчатых колес и неэвольвентных профилей, наряду с
режущим инструментом приводятся необходимые сведения о
вспомогательном инструменте для станков с ЧПУ как составной
части системы инструментального обеспечения автоматизирован-
ного производства.

Пособие предназначено для студентов машиностроительных
вузов, обучающихся по специальностям 151001 «Технология маши-
ностроения», 151002 «Металлообрабатывающие станки и комплек-
сы» и 151003 «Инструментальные системы машиностроительных
производств», и может быть полезно работникам технологических
служб машиностроительных предприятий.

УДК 621.9(075.8)

ББК 34.63-5я73

18 В Ы 978-5-222-15232-4

Современный этап развития мирового машиностроения
характеризуется дальнейшим повышением рабочих характе-
ристик выпускаемых машин — скоростей, давлений, нагрузок,
температур и др. — с одновременным обеспечением высоких
показателей надежности и долговечности. Эта задача решается
применением конструкционных материалов с повышенными
физико-механическими свойствами (механическая прочность,
жаропрочность и др.), относящихся к классу труднообрабаты-
ваемых, а также повышением точности обработки, показателей
качества поверхности и экономических показателей процесса
изготовления машин. Как известно, точность обработки деталей
продукции основных отраслей промышленности каждые 10 лет
повышается примерно на 1-2 квалитета.

Использование в промышленности труднообрабатывае-
мых металлических материалов, композитных материалов и
неметаллов, а также инструментальных режущих материалов
с повышенными показателями прочности, теплостойкости,
теплопроводности и стойкости (быстрорежущие стали, твердые
сплавы, синтетические сверхтвердые материалы) заставило
изыскивать методы обработки резанием, отличающиеся от
традиционных, — подогрев заготовок, применение плазмы,
вибрационное резание и др.

Проблема обеспечения высокой точности обработки связана
с применением автоматизированного оборудования (автомати-
ческие линии, ГПС, ГПМ, станки-автоматы), где процесс реза-
ния осуществляется без участия рабочего, а качество изделия
не зависит от его квалификации. К режущим инструментам,
применяемым в условиях автоматизированного производства,
предъявляются повышенные требования по сравнению с ин-
струментом для станков с ручным управлением. В автомати-
зированном производстве режущий инструмент необходимо
рассматривать совместно со вспомогательным из-за быстро-
сменности, совместной настройки вне станка и др.

В настоящем учебном пособии в основном рассматривается
режущий инструмент как элемент технологической системы
и приводится лишь краткая информация о вспомогательном
инструменте.

Как элемент технологической системы режущий инс-
трумент играет здесь ведущую роль в достижении заданных
экономических и технологических показателей процесса ме-
таллообработки. Без качественного инструмента обеспечить
нормальное функционирование автоматизированного метал-
лообрабатывающего оборудования практически невозможно
независимо от уровня его автоматизации.

Качественный режущий инструмент предполагает его
экономичность, повышенную прочность, жесткость, вибро-
устройчивость, стойкость, точность и быстросменность. Эти
показатели формируются как на стадии проектирования, так
и в процессе его изготовления. Проблема качества режущего
инструмента важна не только для массового и крупносерийного
автоматизированного производства, но и для предприятий и
фирм, производящих единичные изделия или осуществляющих
ремонт уникальных узлов машин.

Развитие режущего инструмента на современном этапе идет
по следующим направлениям:

— разработка новых и совершенствование существующих
конструкций инструмента, главным образом, примене-
нием прецизионных неперетачиваемых пластин инстру-
ментальных материалов;

— разработка и освоение производства новых марок ре-
жущих материалов — быстрорежущих сталей, твердых
сплавов, керамики, синтетических сверхтвердых мате-
риалов;

— широкое применение износостойких покрытий для ин-
струмента на базе карбидов, нитридов, оксидов, карбо-
нитридов, оксикарбонитридов тугоплавких элементов, а
также покрытий из синтетических сверхтвердых матери-
алов;
— увеличение в общем объеме производства доли ин-
струмента сборных конструкций, оснащенного непере-
тачиваемыми многогранными пластинами, в первую
очередь современных твердых сплавов, в том числе
наноструктурных композиций;

— совершенствование технологических процессов инстру-
ментального производства, обеспечивающих высокие
показатели точности и надежности инструмента.

Предлагаемое учебное пособие предназначено для студентов
вузов машиностроительного профиля, обучающихся по направ-
лению подготовки бакалавров и магистров «Техника, оборудо-
вание и автоматизация машиностроительных производств» и
дипломированных специалистов «Конструкторско-технологи-
ческое обеспечение машиностроительных производств».

Изучение курса «Режущий инструмент» предполагает озна-
комление студентов с типовыми конструкциями инструментов,
инструментами автоматизированного производства, методами
расчета и профилирования сложного инструмента, прежде всего
зуборезного и для обработки неэвольвентных профилей, а также
направлено на обучение современным методам проектирования
конструкций инструмента.

Данное учебное пособие является частью учебно-методи-
ческого комплекса, содержащего материалы по расчету и про-
ектированию режущих инструментов, алгоритмы и программы
расчета, альбом конструкций инструмента, а также сборник
лабораторных работ и тематику практических занятий.

Долгопрудненский авиационный техникум

Электронная библиотека

141702 Россия, Московская обл., РНопе: 8(495)4084593 8(495)4083109

г. Долгопрудный, пл. Собина, 1 ЕтаП: 8а1.ак@таП.ги

ЗПе' дозбаГги
1. РЕЗЦЫ

Резец-является наиболее распространенным видом режу-
щего инструмента, применяемого на токарных, карусельных,
револьверных, строгальных и долбежных станках, токарных
автоматах и полуавтоматах и специальных, например, заты-
ловочных станках.

Применяемые в современном машиностроении резцы мож-
но классифицировать:

— по виду применяемого оборудования:

• токарные;

• строгальные;

• долбежные;

• револьверно-автоматные;

• специальные;

— по конструкции:

• цельные, когда головка изготовлена заодно со стерж-
нем;

• составные, с припаянной пластиной или ее механическим
креплением; головкой, приваренной встык;

• сборные;

• державочные;

• регулируемые;

— по виду обработки:

• проходные (прямые и отогнутые);

• проходные упорные;

• подрезные;
• отрезные;

• расточные;

• фасонные;

• резьбовые;

— по характеру обработки:

• черновые;

• чистовые;

• для тонкого точения;

— по установке относительно детали:

• радиальные;

• тангенциальные;

— по направлению подачи:

• правые;

• левые;

— по расположению главного режущего лезвия относительно
стержня резца:

• прямые;

• отогнутые;

• изогнутые;

• оттянутые;

— по форме сечения стержня:

• прямоугольные;

• квадратные;

• круглые;

— по материалу рабочей части:

• из быстрорежущей стали;

• из твердого сплава;

• из керамики;

• из сверхтвердых материалов (СТМ);

— по наличию устройств дробления стружки.

Взаимное расположение рабочей части и корпуса различно
для разных типов резцов: у токарных резцов вершина резца
обычно располагается на уровне верхней плоскости корпуса, у
строгальных — на уровне опорной плоскости корпуса, у рас-
точных резцов с корпусом круглого сечения — по оси корпуса
или ниже ее. Корпус отрезных резцов в зоне резания имеет
несколько большую высоту — для увеличения прочности и
жесткости.
Несмотря на огромное разнообразие резцов стандарти-
зированы как многие конструкции резцов в целом, так и их
отдельные конструктивные элементы.

Для унификации конструкций и присоединительных
размеров резцедержателей принят следующий ряд сечений
стержня, мм: квадратные со стороной а = 4, 6, 8, 10, 12, 16,
20, 25, 32, 40, прямоугольные 16 х 10, 20 х 12, 20 х 16, 25 х 16,
25 х 20, 32 х 20, 21 х 25, 40 х 25, 40 х 32, 50 х 32, 50 х 40,
63 х 50 (отношение сторон Н : В = 1,6 используется для полу-
чистовой и чистовой обработки, а Н : В = 1,25 — для черновой
обработки), круглые диаметром от 10 до 40 мм.

Общероссийский классификатор продукции (ОКП) предус-
матривает 8 подгрупп резцов с 39 видами в них. На конструкции
резцов издано около 60 стандартов и технических условий.

Кроме того, стандартизировано 150 типоразмеров пластин из
быстрорежущей стали для всех типов резцов, около 500 типоразме-
ров твердосплавных напаиваемых пластин, 32 вида многогранных
неперетачиваемых пластин (свыше 130 типоразмеров).

1.1. Токарные резцы
[5, 6, 9, 10, 11, 13, 16, 22]

Токарные резцы составляют наиболее многочисленное
семейство в общем множестве резцов. Государственными
стандартами России предусматриваются три больших^группы
резцов: токарные и строгальные с режущей частью из быс-
трорежущей стали; твердо-сплавные напайные токарные и
строгальные, а также с механическим креплением пластин из
твердого сплава, керамики и сверхтвердых материалов.

Основные размеры и технические требования быстрорежу-
щих проходных отогнутых правых и левых резцов регламен-
тирует ГОСТ 18868-73, прямых — ГОСТ 18869-73, подрезных
торцовых — ГОСТ 18871-73.

Номенклатура твердосплавных напайных резцов определена
ГОСТами 18877-73, 18878-73, 18879-73,18880-73 (резцы проход-
ные отогнутые прямые, упорные и подрезные соответственно),
расточные напайные резцы для сквозных отверстий предусмот-
рены ГОСТ 18882-73, для глухих отверстий — ГОСТ 18883-73.
Вместо напайных твердосплавных резцов предусматривается
применение цельных твердосплавных резцов со стальным
хвостовиком (ГОСТы 18062-72 и 18063-72).

Рассмотрим наиболее типичные виды токарных резцов.

Проходные резцы — прямые и отогнутые, правые и левые
(рис. 1.1, а-д) — предназначены для обработки цилиндрических
поверхностей. Отогнутые резцы более универсальны, они поз-
воляют обрабатывать также торцовые поверхности с поперечной
подачей. Углы ср = 45, 60, 75°.

а б в г д

Рис. 1.1. Проходные резцы:

а — прямой правый; б — отогнутый правый; в — прямой левый;
г — отогнутый левый; д — отогнутый резец, обрабатывающий
торцовую поверхность

Проходные упорные резцы — правые и левые (рис. 1.2, а) —
предназначены для обтачивания ступенчатых деталей, подрезки
торцов, буртиков, угол <р = 90°.

Рис. 1.2. Проходной упорный и подрезной резцы:
а — правый проходной упорный резец; б, в — правый и левый
подрезные резцы
Подрезные резцы (рис. 1.2, б, в) предназначены для обта-
чивания ступенчатых деталей, в том числе с большим отно-
шением длины к диаметру, подрезки торцов, буртиков, углы
Ф « 100°, ф, » 10°.

Расточные резцы предназначены для увеличения диаметра
предварительно подготовленных отверстий. Для обработки
сквозных отверстий используются резцы с углами ф = 45...75°
и углами ф] в тех же пределах (рис. 1.3, а).

Недостатком таких резцов является более высокая ради-
альная сила Р стремящаяся отжать резец от обрабатываемой
поверхности.

Для обработки глухих отверстий используются резцы, пока-
занные на рис. 1.3. Угол ф для таких резцов обычно выбирается
в пределах 90...95°, уменьшает радиальную силу резания до 0
(при ф = 90°) или даже обращает ее в сторону обрабатываемой
поверхности (при ф = 95°), что может компенсировать поте-
рю размера при износе резца. Однако прочность таких резцов
меньше, чем, используемых для обработки сквозных отверстий,
поэтому они рекомендуются для расточки отверстия до упора
или в условиях повышенного износа, например, для расточки
отверстий по литейной корке.

Цельные

ЛвржЛочныЕ

Рис. 1.3. Расточные резцы:
а — для сквозных отверстий; б — для глухих отверстий
Резцы с углом <р = 90° удобны для расточки отверстий
малого диаметра (до 15 мм), когда нужно обработать уступ
или дно отверстия под углом 90° к оси и нет возможности дать
резцу поперечное перемещение для подрезки дна отверстия.

Для обработки отверстий большого диаметра и длины
используются жесткие державки (борштанги), в пазу которых
прямо или косо закрепляется один или несколько резцов круг-
лого или квадратного сечения (рис. 1.3). Размеры таких резцов
регламентированы ГОСТ 9795-84.

Для получения точных отверстий применяются борштанги
или расточные головки специальных конструкций (микроборы),
позволяющие устанавливать размер инструмента с помощью
микрометрических винтов.

Отрезные (прорезные) резцы общего назначения изго-
тавливаются из быстрорежущей стали и твердых сплавов
и предназначены для отрезания материала под прямым уг-
лом к оси вращения или прорезания узких пазов и канавок.
Номенклатура быстрорежущих резцов определяется ГОСТ
18874-73, твердосплавных напайных — ГОСТ 18884-73, твер-
досплавных с механическим креплением неперетачиваемых
пластин — ТУ 2-035-1024-86. В зависимости от расположе-
ния режущей части резца относительно корпуса такие резцы
бывают асимметричные (правые и левые) и симметричные
(рис. 1.4, а-в).

Рис. 1.4. Отрезные (прорезные) резцы:
а — правый; б — левый; в — симметричный
1.2. Револьверно-автоматные резцы

Под резцами такого типа понимается инструмент, широко
применяемый на станках токарной группы, используемых в
условиях серийного и массового автоматизированного производ-
ства (токарно-револьверные станки и автоматы, станки с ЧПУ).
Общим для этих станков является наличие на продольном суп-
порте револьверной головки с гнездами цилиндрической фор-
мы. Для поперечных работ на станках, имеющих револьверную
головку с осью, перпендикулярной оси шпинделя, используют-
ся поперечные или балансирные суппорты с резцедержателями
типа токарных. На станках, снабженных револьверной головкой
с осью, параллельной оси шпинделя, поперечные работы про-
изводятся путем поворота головки вокруг своей оси, при этом
резец движется в плоскости, перпендикулярной оси шпинделя,
описывая дуговую траекторию.

1.2.1. Резцы для продольного точения

Автоматные резцы для наружного точения и подрезки торцов
изготавливаются из быстрорежущей стали (ГОСТ 18874-73 и
ТУ 2-035-974-84), с припаянными пластинами твердого сплава
(ГОСТ 18884-73) или механическим креплением таких пластин
(ТУ 2-035-1024-86). В зависимости от установки относительно
детали эти резцы подразделяются на радиальные и тангенци-
альные, что обеспечивается как конструкцией державки, так и
заточкой резца.

Типовая конструкция державки для радиальных резцов,
устанавливаемой в гнезде револьверной головки с осью, пер-
пендикулярной оси шпинделя, показана на рис. 1.5.

В связи со стесненными габаритами державок и рабочей
зоны резцы применяемые на револьверных станках имеют тело,
сечение которого обычно меньше, чем на токарных станках с
такой же высотой центров. Стандартный ряд предусматривает
следующие размеры (ТУ 2-035-974-84) стороны квадрата и
вылета для проходных резцов (табл. 1.1).
Рис. 1.5. Державка для обточки наружных поверхностей,
устанавливаемая в гнезде револьверной головки:

1 — хвостовик; 2 — тело державки; 3, 4 — резцы

Таблица 1.1

Размеры квадрата и вылета резца, мм

Сторона квадрата, а 8 10 12 16 20
Вылет, Ь 50 60 70 80 100

Последние размеры относятся к тяжелым револьверным
станкам.

Поворачивая державку в цилиндрическом гнезде револь-
верной головки, можно получить различные варианты уста-
новки радиального резца относительно обрабатываемой детали
(рис. 1.6).

Рис. 1.6. Основные варианты установки радиального резца
относительно обрабатываемой детали
Варианты 2 и 4 применяются редко, так как при варианте
2 сила Р7 стремится оторвать суппорт от направляющих, а
при варианте 4 державка может не пройти над поперечным
суппортом. Для станков, у которых ось револьверной головки
перпендикулярна оси шпинделя, наиболее часто встречается
вариант 3 («резец по верху»). В этом случае сила Р восприни-
мается механизмом зажима и фиксации револьверной головки,
а возникающие при этом упругие отжимы направлены по
касательной к детали. На точность обрабатываемого диаметра
влияют только тепловые деформации шпиндельной бабки.

Схема 1 наиболее характерна для станков, имеющих бара-
банную револьверную головку с осью, параллельной оси шпин-
деля (рис. 1.7). Сила Р прижимает суппорт к направляющим,
повышая жесткость системы, хотя при этом действие сил Ру и
Р7 переносится на механизм фиксации головки.

Рис. 1.7. Установка радиального резца на револьверных станках
с параллельными осями шпинделя и револьверной головки:
1 — револьверная головка; 2 — обрабатываемая заготовка;

3 — резец; 4 — державка для резца
Для расточных работ используются резцы с державками
круглого сечения, устанавливаемые во втулках с эксцентрично
расположенным отверстием. Втулки зажимаются в гнездах
револьверной головки (рис. 1.8).

Рис. 1.8. Установка расточного резца в револьверной головке:
1 — тело револьверной головки; 2 — разрезная втулка
с эксцентричным отверстием; 3 — расточный резец

При тангенциальной установке резца (рис. 1.9) создается
ряд преимуществ по сравнению с радиальной:

• сила Р направленная в тело резца, создает на державке
меньший, чем при радиальной установке, изгибающий
момент, в связи с чем можно вести обработку с более
интенсивными режимами резания;

• по той же причине система «резец-державка-суппорт»
более виброустойчива, что снижает шероховатость об-
работанной поверхности;

• простота заточки; заточка производится только по
передней поверхности, а задний угол обеспечивается
установкой резца в державке;

• отжим державки, вызванный действием силы Р_, прак-
тически не влияет на погрешность обработки, так как он
происходит по касательной. На револьверных станках с
барабанной револьверной головкой, где тангенциальные
резцы устанавливаются вершиной по горизонтальной
Рис. 1.9. Установка тангенциального резца относительно
обрабатываемой детали

оси детали (см. рис. 1.7), ослабляется также влияние
тепловых деформаций шпиндельной бабки станка на
точность обработки.

Врезание тангенциального резца на глубину может быть
произведено, как показано на рис. 1.9, что позволяет, в принци-
пе, обточить и торец детали под углом 90° к оси. Тангенциаль-
ные резцы могут быть выполнены с углом <р < 90°, при этом
его конструкция усложняется за счет более сложной заточки
передней поверхности (рис. 1.10).

Правильное положение тангенциального резца относи-
тельно заготовки можно получить и за счет его установки в
специальной тангенциальной державке.

На станках с револьверной головкой, имеющей ось, парал-
лельную оси шпинделя, с помощью тангенциальных резцов
можно производить продольное точение за буртом. В этом
случае резец работает сначала как прорезной, а затем как
проходной (рис. 1.11), при этом сначала работает лезвие Ьс,
а затем аЬ.
А

Рис. 1.10. Тангенциальный резец с углом (р < 90° со специальной
заточкой передней поверхности ("со = 140...180°, К = 0,3...0,5 мм)

Рис. 1.11. Работа тангенциального резца при врезании и обточке
за буртом:

у а; — задний и передний углы в конце врезания при продольном
точении; а,, у2— задний и передний углы в начале врезания ,
При большой глубине резания I углы а2 и у, в момент
врезания резко отличаются от углов а; и ур имеющих место
при продольном точении. Приведем зависимости для углов а,
и у2 (рис. 1.12).

у2 = <» + у, - 90°, (1-1, а)

а2 = 90° - (<л - у;), (1.1,6)

агсзпт—-—. (1.1, в)

Рис. 1.12. Изменение переднего и заднего углов при врезании
тангенциального резца:

уг — углы в конце врезания; а,, у, — углы в начале врезания

Чем больше припуск I, тем меньше угол а>. Поэтому при
увеличении г отрицательное значение угла у2 возрастает так
же, как и положительное значение угла а2. Такие изменения
углов существенно ухудшают условия резания. Если принять
в качестве предельного случая удовлетворительных условий
резания у2 = 0, то из формулы (1.1, а) получаем
го + у;-90° = О,

го = 90° - у,.

С учетом зависимости (1.1, в)

агсмп —-— = 90° - у,

ИЛИ —--- = МП (90° - ?! ) = СО8?! ,

Г1 + 1

г — г

, '1 1С05У, /1

откуда I =-------. (1.2)

созу!

Эта величина есть предельный припуск, превышение
которого приводит к отрицательному углу у2 при резании
тангенциальными резцами, поэтому резцы этого типа обычно
используются при работе с небольшими припусками, чтобы
не слишком различались условия резания в начале и конце
обработки.

Тангенциальные резцы для автоматно-револьверных работ
выполняются только квадратного сечения (табл. 1.2).

Таблица 1.2

Размеры тангенциальных резцов, мм

Сторона квадрата, а 8 10 12
Предельный вылет, к 60 65 70

1.2.2. Резцы для прорезных и отрезных работ
[13, 22]

Конструкция прорезных и отрезных резцов, устанавливае-
мых на поперечных суппортах токарно-револьверных автоматов
и станков, имеющих револьверную головку с осью вращения,
перпендикулярной оси шпинделя, может не отличаться от
аналогичных по назначению резцов для токарных станков.
Однако преимущественное использование на рассматриваемых
станках прутковых заготовок вызвало к жизни специфическую
конструкцию отрезных резцов, которые не только отрезают
обработанную деталь от прутка, но и обрабатывают торец заго-
товки для подачи ее до упора. На этом торце не должно быть
«бобышки» в центре, а по наружному диаметру должна быть
снята фаска (рис. 1.13). Особенность такого резца — наличие
угла у = 75...80°.

Рис. 1.13. Резец для отрезки детали от прутковой заготовки:
1 — отрезаемая деталь; 2 — прутковая заготовка;

3 — вспомогательное лезвие

Скошенная режущая кромка позволяет срезать остающую-
ся коническую бобышку после отрезки обработанной детали,
увеличенный угол способствует снижению шероховатости на
поверхности торца, вспомогательная режущая кромка'З одно-
временно обрабатывает фаску на детали. Размеры таких резцов
приведены в табл. 1.3:

Таблица 1.3

Стандартные размеры резцов для прорезных н отрезных
работ, мм

В хН 8x8 Юх 10 12 х 12
Вылет, Ь 100 120 150

Для станков, снабженных револьверной головкой с осью,
параллельной оси шпинделя, державка с отрезным резцом
устанавливается в гнезде револьверной головки рядом с продол-
говатым отверстием. Резец получает круговое поперечное пере-
мещение за счет вращения револьверной головки (рис. 1.14).

Рис. 1.14. Схема отрезки детали на станке с револьверной головкой,
ось которой параллельна оси шпинделя:

7 — отрезной резец; 2 — револьверная головка; 3 — продолговатое
отверстие; 4 — заготовка

При такой схеме отрезки могут быть использованы резцы,
показанные на рис. 1.13, хотя для них необходимы достаточно
громоздкие державки. Более компактное решение обеспечи-
вают пластинчатые отрезные резцы из быстрорежущей стали
(рис. 1.15), которые изготавливаются по ГОСТ 18874-73. Стандар-
тные размеры пластинчатых резцов приведены в табл. 1.4:

Рис. 1.15. Отрезной пластинчатый резец:
а — эскиз резца; б — схема крепления резца в державке
Размеры пластинчатых резцов, мм

В 3 4 4 5 5 5
н 12 18 24 ' 12 25 30
Вылет, Ь 100... 125 125 150...180 125...150 125...150 200

1.3. Выбор геометрии резцов
[13, 19, И, 16]

Несмотря на то, что резец по конструкции является срав-
нительно простым инструментом, к нему предъявляется ряд
серьезных требований, которые призваны обеспечить высокую
производительность и точность обработки:

— правильный выбор материала режущей части резца;

— правильный выбор геометрии режущей части;

— прочность и виброустойчивость державки и режущих
кромок;

— правильный выбор формы и размеров пластинки инс-
трументального материала;

— правильный выбор способа и конструкции крепления
пластинки инструментального материала (для пластин с ме-
ханическим креплением);

— правильный выбор способа стружколомания;

— правильный выбор размеров, шероховатости, геометрии
и конструкции гнезда для крепления пластины инструменталь-
ного материала.

Перечисленные факторы так же, как материал и состояние
заготовки обрабатываемой детали, требования к точности,
шероховатости поверхности и производительности обработки,
определяют выбор оптимальных режимов резания — глубины,
подачи и скорости.
Общие соображения по выбору геометрических
параметров резца

Выбор геометрических параметров должен отвечать неко-
торым критериям, главными из которых являются:

— стойкость инструмента, или время образования на его
задней или передней поверхности допустимой величины пло-
щадки износа;

— размерная стойкость инструмента, или допустимое изме-
нение его настроечного размера, что особенно важно в условиях
работы автоматизированного оборудования и ГПС;

— поддержание заданной шероховатости обработанной
поверхности;

— уменьшение амплитуды автоколебаний, порождаемых
процессом резания.

Эти критерии во многих случаях противоречивы, поэтому
задача выбора оптимальных геометрических параметров есть
многокритериальная задача оптимизации, решением которой
всегда является определенный компромисс, достигаемый с
учетом весомости каждого отдельного критерия для конкретных
случаев обработки.

Рассмотрим основные геометрические параметры резца с
учетом вышесказанного.

Задний угол

Назначение заднего угла а — уменьшить трение задней
поверхности о заготовку и обеспечить беспрепятственное пе-
ремещение резца по обрабатываемой поверхности.

Влияние величины заднего угла на условия резания обус-
ловлено тем, что на режущую кромку со стороны заготовки
действуют нормальная сила упругого восстановления поверх-
ности резания и сила трения.

При увеличении заднего угла уменьшается угол заострения
и тем самым снижается прочность лезвия, возрастает шерохо-
ватость обработанной поверхности, ухудшается теплоотвод в
тело резца.
При уменьшении заднего угла увеличивается трение об
обрабатываемую поверхность, что приводит к увеличению
сил резания, увеличивается износ резца, возрастает тепловы-
деление на контакте, хотя и улучшаются условия теплоотда-
чи, возрастает толщина пластически деформируемого слоя
на обработанной поверхности. При столь противоречивых
условиях должен существовать оптимум для величины зад-
него угла в зависимости от физико-механических свойств
обрабатываемого материала, материала режущего лезвия
и параметров срезаемого слоя. Опыты показывают, что
оптимальное значение заднего угла определяется главным
образом толщиной среза, которая, как известно, связана с
подачей соотношением

а = 8ш <р, (1-3)

где <р — главный угол в плане.

Оптимальный по стойкости задний угол возрастает с
уменьшением толщины среза. Для пластичных материалов
значение угла можно определить по формуле, предложенной
М.Н. Лариным [22]:

• °’13

а = агс81п——, (1.4)

где а выражается в градусах, толщина среза а — в мм.

Влияние свойств обрабатываемого материала на задний
угол в общем таково, что при обработке твердых материалов
высокой прочности величины задних углов снижаются, а при
обработке легких сплавов — увеличиваются.

В справочниках приводятся усредненные значения опти-
мальных величин углов а, подтвержденные результатами
промышленных испытаний. Рекомендуемые значения задних
углов резцов приведены в табл. 1.5.
Рекомендуемые значения задних углов а

Обрабатываемый материал Угол а, °
Проходные и подрезные резцы при 8 > 0,06 мм/об
Легкие и цветные сплавы 12...20
Чугуны, углеродистые, легированные и инстру- ментальные стали 8...10
Теплоустойчивые и коррозионно-стойкие стали 8
Жаропрочные стали 6
Жаропрочные и жаростойкие сплавы на никеле- вой основе, высокопрочные стали 10
Отрезные резцы
Цветные сплавы 12...20
Черные металлы и сплавы 8...10

В ряде специфических случаев, например, у фасонных
резцов, задний угол приходится принимать малым, порядка
1,5...2°.

Передний угол

Назначение переднего угла у — уменьшить деформацию
срезаемого слоя и облегчить сход стружки.

Влияние величины переднего угла на условия резания —
увеличение угла у облегчает процесс резания, снижая силы
резания, однако в этом случае снижается прочность режущего
клина и ухудшается теплоотвод в тело резца. Уменьшение угла
у повышает стойкость резцов, в том числе размерную.

На величину переднего угла и форму передней поверхности
большое влияние оказывают не только физико-механические
свойства обрабатываемого материала, но и свойства инстру-
ментального материала. Применяются плоская и криволи-
нейная (с фасками или без них) формы передней поверхности
(рис. 1.16).
Рис. 1.16. Форма передней поверхности резцов:
а — плоская с фаской; б — криволинейная с фаской

Плоская передняя поверхность применяется для резцов
всех типов инструментальных материалов, при этом у лезвия
затачивается упрочняющая фаска под углом уф = 0...50 — для
резцов из быстрорежущей стали и уф = -5...-10° — для резцов
из твердых сплавов, всех видов керамики и синтетических
сверхтвердых материалов.

Ширина фаски / обычно берется равной 0,35, где 5 — по-
дача на оборот, но не более 0,25 мм. Фаска применяется при
толщинах среза а > 0,25 мм. При а < 0,25 вместо фаски вы-
полняется притупление кромки радиусом р < 0,2 мм.

В целом с увеличением прочности и твердости обрабаты-
ваемого материала передний угол необходимо уменьшать, а с
повышением прочности инструментального материала — уве-
личивать.

Для работы в тяжелых условиях (резание с ударами, не-
равномерным припуском, при обработке твердых и закален-
ных сталей), при использовании твердых и хрупких режущих
материалов (минералокерамика, сверхтвердые синтетические
материалы, твердые сплавы с малым содержанием кобальта)
резцы могут выполняться с плоской передней поверхностью,
без фаски с отрицательным передним углом уф = -5...-25°.

Резцы из быстрорежущей стали и твердых сплавов с плос-
кой передней поверхностью без фаски су = 8... 15° применя-
ются для обработки хрупких материалов, дающих стружку
надлома (чугун, бронза).
Следует учитывать, что при резании с у < 0 силы резания
возрастают и создаются более благоприятные условия для
возникновения вибраций.

Криволинейная передняя поверхность с фаской (или без)
применяется на резцах, обрабатывающих вязкие материалы,
дающие сливную стружку. Выкружка радиуса К способству-
ет завиванию и дроблению стружки и удалению ее из зоны
резания.

Размеры выкружки зависят от толщины срезаемого слоя:
чем больше толщина среза, тем больше радиус К и ширина вы-
кружки. Для данной формы передней поверхности необходимо
принять такую геометрию: у = 25...30° — для быстрорежущих
резцов и у = 16...20° — для твердосплавных резцов.

При малой толщине среза а, сравнимой с радиусом округ-
ления режущей кромки р, величина переднего угла у практи-
чески не влияет на процесс резания, так как деформирование
срезаемого слоя и превращение его в стружку производятся
закругленной кромкой радиуса р. В этом случае передние углы
для всех типов инструментальных материалов принимаются в
пределах О...5°.

Величина переднего угла у существенно влияет на стойкость
резцов. Так, отклонение величины переднего угла на 5° от ре-
комендуемых оптимальных значений может вызвать снижение
стойкости резцов почти в 3 раза.

Главный угол в плане

Назначение главного угла в плане (р — изменять соотно-
шение между шириной Ь и толщиной а среза при постоянных
глубине резания Г и подаче 5.

Уменьшение угла <р повышает прочность вершины резца,
улучшает теплоотвод, повышает стойкость, но увеличивает
силы резания Р и Р, отжим и трение об обрабатываемую по-
верхность, создает условия для возникновения вибраций. При
увеличении <р стружка становится толще и лучше ломается.

Эти данные свидетельствуют о том, что выбор величины
угла <р диктуется условиями обработки: точение напроход,
подрезка торца и т. д. Конструкции резцов, в особенности с
механическим креплением твердосплавных пластин, предус-
матривают ряд значений угла <р: 90, 75, 63, 60, 50, 45, 35, 30,
20, 100, что позволяет подобрать угол <р, наиболее соответс-
твующий конкретным условиям.

Резцы с углами ф = 10...20° можно применять при об-
работке массивных деталей на тяжелых жестких станках, что
выгодно с точки зрения получения наибольшей стойкости. При
обработке нежестких деталей следует работать с углами <р =
60...75°, при наличии на деталях ступеней с торцами, перпен-
дикулярными оси, используют резцы с <р = 90°.

Вспомогательный угол в плане <р, и радиус округления
вершины резца гь

При уменьшении угла <р; шероховатость обработанной
поверхности снижается. К еще большему снижению шеро-
ховатости приводит округление вершины резца радиусом
гь — 0,2...2 мм. Уменьшение ф, так же, как увеличение гь,
улучшает теплоотвод/ благодаря чему возрастает стойкость
резца, хотя при этом и повышается сила Р. Наибольшее сни-
жение шероховатости обработки дает введение при вершине
резца лезвия с <р; = 0 и длиной не менее 1,25.

Угол наклона режущей кромки <

Меняя величину и знак угла наклона режущей кромки X,
можно управлять направлением схода стружки с передней по-
верхности резца и условиями контакта резца и заготовки. Угол
X оказывает большое влияние на процесс стружкообразования
и соотношение составляющихР, Р Рг за счет появления сил,
действующих вдоль режущей кромки, на равномерность про-
цесса резания и направление схода стружки.

При л > 0 место контакта смещено от вершины резца, что
способствует упрочнению кромки и улучшению условий теп-
лоотвода, поэтому X = +12...+ 15° рекомендуется применять
при черновой обработке и прерывистом резании с ударами. При
точении закаленной стали угол X повышается до +25...+35°,
для строгальных резцов X = +10... + 15°.

Однако при X > 0 увеличивается шероховатость обработан-
ной поверхности и ухудшаются условия резания на вершине и
вспомогательной кромке, так как в этих местах уменьшаются
значения передних углов. Кроме того, при X > 0 стружка
сходит на обработанную поверхность, что может вызывать
ее повреждение, поэтому при чистовом точении резцы с по-
ложительными углами X не применяются. Для этих условий
применяют обычно резцы с X < 0. Токарные резцы универсаль-
ного назначения обычно имеют X = 0; исключение составляют
проходные и подрезные резцы, оснащенные пластинками из
минералокерамики, у которых X = О...50 в связи с повышенной
хрупкостью этого материала.

1.4. Связь между углами резца в разных
сечениях [13]

Геометрические параметры резцов согласно их стандартным
определениям измеряются в различных сечениях и привязаны
к условиям резания. Однако резцы необходимо изготовить
так, чтобы соблюсти принятые величины геометрических
параметров с необходимой точностью. Технологические базы
обработки, заточки и контроля резцов не совпадают с базами,
от которых задается большинство геометрических параметров.
Поэтому необходимо уметь выражать геометрические пара-
метры, заданные от технологических баз, через параметры,
заданные из условий оптимального резания в соответствующих
сечениях.

Для удобства изготовления, заточки и контроля передний и
задний углы задают в продольном сечении АЫ или поперечном
РР:у а „и? ,а (рис. 1.17).
у з *проо* проо •поп* поп хг 7

Получим зависимости для расчета продольных и попереч-
ных передних и задних углов резца при условии, что известны
углы в главной секущей плоскости у и а и угол наклона главной
режущей кромки X не равен 0. Расположим в передней поверх-
Рис. 1.17. Схема к расчету углов резца в различных сечениях

ности векторы А1С1,А2С2, А3С3, иА4С4, исходящие из точки Л на
режущей кромке (см. рис. 1.17), и выразим их величины через
проекции на координатные оси согласно зависимости

а = I ах + у ау + к ае (1.5)

где г, ] и к — единичные векторы; ау, аг и ах — координаты
вектора а.

Принимая модули всех векторов, лежащих в основной
плоскости Ру, равными единице, т. е. [Л]^] = 1; [Л^! = 1;
|Л3В3| - 1, |Л4В4| = 1, получим

Л,С,= ЛД +^, = 7-^7, (1.6)

А2с2 = А2в2 + В2С2 = АЪ1 + В2с2 = АО + АС + В2С2 =

= г кт ф + / сок <р - упрод, (1.7)
^3^3 ~ А5з ^3 ““ ^3 ^3 ~ ^3^3 ””

= { С08 ф +у8Ш(р-^1§Упм1, (1.8)

АС = АВ, + ВАСА = г+кГ^Х. (1.9)

444444 ° 4

Так как векторы Л.С. коллинеарны, то их смешанные про-
изведения равны нулю, т. е.

|л^ -Л^2-Л^4|. = о, |л^, •ЛЦ-л^4| =о. (1.Ю)

С учетом зависимостей (1,6)-(1.9) правые части выражений
(1.10) могут быть представлены определителями третьего по-
рядка, строки которого составлены из координат векторов:

0 о -шт
КШф СОКф -1§упрод = о, (1.11)
1 0 ±ШУ
0 1 ~ШУ
-СОКф ктф -ШУП0П = 0. (1.12)
1 0

Раскрывая определители в (1.11) и (1.12), после преобра-
зований получим

ф СО8 ф ± г§ X 8Ш ф, (1.13)

флоя = ф 8М ф ± X СО8 ф. (1.14)

Располагая аналогичным образом векторы по задней по-
верхности и полагая, что их проекции в плоскости резания по
модулю равны 1, после математических процедур получим

с1§ апрод = сг§ а сок ф ± X 8т ф,

с1§ а = с!§ а кт ф ± А. сок ф. (1-15)
1.5. Конструкции резцов с механическим
креплением пластин из инструментальных
материалов [13, 15, 9, 11, 12, 5, 10]

Современное автоматизированное производство предъяв-
ляет к режущему инструменту такие требования, как надеж-
ность, точность, приспособленность к автоматизации. Этим
требованиям отвечает сборный инструмент с механическим
креплением режущих пластин. Замена составного, в частности,
напайного инструмента, сборным является одной из важнейших
тенденций развития технологии в машиностроении.

Отличительные особенности конструкции современных инс-
трументов, в том числе и резцов, можно свести к следующему:
— использование в качестве режущих элементов механически
закрепляемых сменных многогранных пластин (СМП);

— применение при изготовлении инструмента СМП из твер-
дого сплава, режущей керамики и сверхтвердых синтети-
ческих материалов (СТМ);

— повышение точности исполнительных размеров формы и
взаимного расположения как рабочих, так и крепежных
поверхностей и режущих элементов;

— особое конструктивное исполнение присоединительных
мест инструментов;

— разработка различных модульных систем инструментов.

Реализация высоких потенциальных возможностей станков
с ЧПУ и достигаемая производительность в значительной мере
зависят от правильно выбранного режущего инструмента, от-
вечающего особым требованиям, предъявляемым условиями
автоматической обработки на станках с ЧПУ.

1.5.1. Многогранные сменные пластины

Твердые сплавы, режущая керамика и сверхтвердые ин-
струментальные материалы являются основными материалами,
используемыми для оснащения режущей части инструментов
в автоматизированном производстве, в том числе на станках
с ЧПУ и ГПС. На универсальном оборудовании в настоящее
время широко используются резцы с напайной рабочей частью,
либо целиком изготовленные из инструментального материала.
Для автоматизированного оборудования применение напайного
инструмента нерационально из-за больших потерь времени на
его замену.

Новый подход, характерный для организации инструмен-
тального обеспечения современного металлообрабатывающего
оборудования, заключается в применении многогранных непе-
ретачиваемых пластин, механически закрепляемых на корпусах
режущих инструментов. Создание СМП позволило сделать
качественный скачок в развитии инструмента.

Во-первых, инструменты с механическим креплением СМП не
требуют заточки, так как геометрия инструмента обеспечивается
формой пластинки и ее соответствующей установкой в корпусе,
а после затупления пластина поворачивается новой режущей
кромкой. Исключение переточки уменьшает время на замену инс-
трумента, повышает качество инструмента, так как уменьшается
возможность появления трещин. Во-вторых, появляется возмож-
ность многократного использования державки инструмента, что
позволяет повысить качество и точность изготовления державок,
применить термообработку, антикоррозийные и декоративные
покрытия, совершенствовать конструкции державок и корпусов.
В-третьих, отсутствие пайки исключает возможность появления
напряжений и микротрещин, что повышает срок службы пластин.
В-четвертых, сокращаются потери вольфрама, тантала, титана
и кобальта за счет вторичного использования твердосплавных
пластин. В-пятых, появляется возможность эффективного при-
менения для инструментов режущих материалов, которые плохо
поддаются пайке (безвольфрамовые твердые сплавы и режущая
керамика).

1.5.1.1. Основные виды СМП и система их обозначений
[13, 3, 18, 15, 10]

Многогранные твердосплавные пластины подразделяются
на режущие (ГОСТ 19642-80, ГОСТ 24257-80), опорные (ГОСТ
19073-80, ГОСТ 19083-80, ГОСТ 24254-80) и стружколомы
(ГОСТ 19084-80, ГОСТ 19085-80).
Первая группа непосредственно участвует в процессе ре-
зания обрабатываемого материала, вторая служит опорой для
пластин первой группы, обеспечивает их более точное базирова-
ние и увеличивает общий срок службы державки. Стружколомы
позволяют дробить стружку, когда это невозможно сделать
другими способами.

Режущие пластины различают по конструкции, точности
изготовления и размерам. По первому признаку различают тип
пластины, форму, вид режущей кромки. Основные типы плас-
тин показаны на рис. 1.18, а. Они разделяются по следующим
конструктивным признакам:

• по числу рабочих граней — односторонние (К, М) и дву-
хсторонние ф, А, Р, Су

• по форме передней поверхности — с плоской гранью
(Ы, А) и стружколомающими канавками (К, М, Р, Су

• по наличию отверстия — без отверстия (М, Р, О) и с
отверстием (А, М, О);

• по наличию заднего угла — пластины с задним углом,
равным нулю ((V), и с углом больше нуля (рис. 1.18, б).

По форме (рис. 1.18, в) пластины делятся на равносто-
ронние и равноугольные (77, Р, О, К, У, Т), равносторонние и
неравноугольные (С, О, Е, М, V, И7), неравносторонние и не-
равноугольные (А, В, К, Р). Каждому буквенному обозначению
соответствует угол при вершине е (табл. 1.6).

Таблица 1.6

Значения углов при вершине пластин

Обозначение пластин А В С О Е Р К М V XV
Значение е, ° 85 82 80 55 75 84 55 86 35 80

По виду режущей кромки (рис. 1.18, г) пластины делятся
на острые Р (с радиусом округления р < 0,02 мм), скругленные
Е, с фаской Т, фаской и скругленные 8. После буквы указан
радиус р в сотых долях миллиметра.

Пластины классифицируют по размерам: длине режущей
кромки, толщине; радиусу при вершине. Для каждой формы
пластин установлена длина режущей кромки, которая опре-
Рис. 1.18. Многогранные сменные пластины:

а — тип пластин; б — значения заднего угла; в — форма пластин;
г — виды режущей кромки

деляется теоретически без учета закругления вершины. Для
пластин формы Т установлены следующие размеры (мм): 11,
16,5, 22, 27,5, для пластин формы 8 — 9,525; 12,7; 15,875
и т.д. Регламентированы: толщина пластины (3,18, 4,76,
6,35, 7,93), радиус при вершине (0,4, 0,8, 1,2, 1,6, 2,4); уста-
новлены пять классов точности изготовления пластин: С, Е,
О, М, V. Размеры, определяющие точность пластин, показаны
на рис. 1.19.

а б

Рис. 1.19. Размеры, определяющие точность пластин:
а — с нечетным числом граней; б — с четным числом граней

Допуски по классам точности даны в табл. 1.7.

Таблица 1.7

Классы допусков пластин

Размеры пластины Класс точности
С Е С м V
т + 0,013 ±0,025 ±0,08...0,180 ±0,13...0,38
8 ± 0,025 ±0,130
а ± 0,025 ±0,05.. .0,130 ±0,08...0,250

Различают три типа пластин по направлению резания: К —
только правого, 2 — только левого, — правого и'левого.

Для обозначения СМП применяют 13-разрядный индекс,
причем 10 разрядов являются обязательными (рис. 1.20).
Первые четыре разряда обозначают: 1 — форму, 2 — задний
угол, 3 — точность пластин, 4 — тип. Далее через тире сле-
дуют 6 цифровых разрядов: длина режущей кромки (5, 6),
толщина пластины (7,8), радиус при вершине (9, 10). Размеры
указывают в миллиметрах, дробная часть при этом опускается.
Если размер выражается одной цифрой, то в старшем разряде
ставится 0. При обозначении радиуса при вершине указывается
число десятых долей миллиметра. 11-й разряд указывает вид
режущей кромки, 12-й — направление резания, 13-й — обоз-
начение завода-изготовителя. Например, квадратная пластина с
задним углом а = 5° класса точности С без отверстия и струж-
коломающих канавок, имеющая размеры I = 12,7, 5 = 4,76,
г = 0,4, острые режущие кромки, правого и левого направления
резания обозначается в буквенном коде: 8ВС^ — 120404 Р^
(рис. 1.20). Опорные пластины обозначаются буквой О, струж-
коломы — буквой С (О$!Ч — четырехгранная опорная пластина
без заднего угла; СТ — трехугольный стружколом).

Рис. 1.20. Обозначение режущих пластин

Совершенствование конструкций МНП идет в трех направ-
лениях: повышение точности их линейных размеров, обеспе-
чение надежного ломания и завивания стружки в широком
диапазоне режимов резания, расширения диапазона возможных
технологических операций.

1.5.2. Способы крепления сменных
многогранных пластин

1.5.2.1. Схема механического крепления СМП
[13, 5, 7, 15, 10]

Многогранные неперетачиваемые пластины закрепляют-
ся в корпусах металлорежущих инструментов механически.
Существуют две разновидности механического крепления: без
заточки и с последующей заточкой. К первой группе относятся
инструменты, у которых заданные из условий обработки па-
раметры режущей части образуются за счет выбора соответс-
твующей формы и размеров режущих вставок и гнезда. В эту
группу инструментов, получивших в последние годы широкое
распространение, входят инструменты, оснащенные МНП из
твердых сплавов, режущей керамики и сверхтвердых матери-
алов. Ко второй группе относятся инструменты, у которых
геометрические параметры режущей части предварительно
образуются за счет формы и размеров режущих элементов и
корпуса, а окончательно — путем заточки инструмента в сборе.
В соответствии с этими особенностями требования к корпусам и
механически закрепляемым режущим элементам различны.

Первая группа — наиболее распространенная — отличается
рациональным использованием инструментального материа-
ла, быстротой смены затупившегося лезвия, как правило, без
снятия инструмента со станка, повышенными режимами при
эксплуатации и сокращением запасов инструмента на складах,
ликвидацией операций заточки и переточки инструмента, ши-
рокими технологическими возможностями, так как на один и
тот же корпус можно устанавливать пластинки из различных
инструментальных материалов.

На рис. 1.21 показаны варианты крепления пластин: при-
жимом пластинки к опорной плоскости со стороны передней
грани или опорной площадки (рис. 1.21, а), эта схема приме-
няется для крепления пластинок без отверстий, особенно из
режущей керамики и синтетических сверхтвердых материалов,
поджимом пластинки через отверстие к упорной поверхности
(рис. 1.21, б), поджимом пластинки через коническое отверстие
или фаску к упорной поверхности (рис. 1.21, в), прижимом
пластинки через отверстие к упорной поверхности и одновре-
менным поджимом к опорной поверхности (рис. 1.21, г).

а б

Рнс. 1.21. Схемы крепления режущих пластин:
1 — опорная плоскость; 2 — упорная плоскость
Существенно влияет на условия эксплуатации способ рас-
положения режущей пластины на корпусе инструмента. При
радиальном расположении (рис. 1.22, а) сила, возникающая при
обработке, действует на меньшее сечение пластины, ограничи-
вая допустимую подачу. Если режущая пластина расположена
тангенциально, действие силы воспринимает большее сечение
пластины и поэтому допускается значительное увеличение
подачи. Однако крепление пластин в этом случае (рис. 1.22, б)
усложняется, особенно пластин без отверстия.

Рис. 1.22. Способы расположения пластины:
а — радиально; б — тангенциально

Требования к узлам крепления СМП

Существует много конструкций сборных инструментов с
МНП, которые отличаются прежде всего механизмами и схе-
мами базирования режущих пластин в корпусах инструментов.
Чтобы получить наибольший эффект от использования инстру-
ментов с МНП, крепление и базирование пластин в корпусах
должны отвечать следующим требованиям:

— не допускать смещения пластины в процессе резания;

— обеспечивать плотный контакт опорных поверхностей
пластины и гнезда корпуса и минимальные упругие деформа-
ции корпуса под опорной поверхностью пластины;

— не препятствовать сходу стружки, а при наличии наклад-
ных стружколомов обеспечивать ее отвод и дробление;

— обеспечивать точное позиционирование и взаимозаменя-
емость режущих кромок при повороте и смене пластины.
Механизм крепления МНП должен быть компактным,
технологичным и позволять быстро производить поворот
пластины.

Рассмотрим конструкции крепления МНП к корпусу ин-
струмента, получившие наиболее широкое распространение в
России и за рубежом.

1.5.2.2. Конструкции узлов крепления СМП к корпусу
инструмента

Инструменты, в которых используются МНП без цент-
рального отверстия, представляют собой корпус с гнездом для
установки и базирования пластины и прижим. Обычно приме-
няются двуплечие прижимы и зажимные винты с головкой.
Рассмотрим несколько наиболее распространенных конструкций
крепления пластин без отверстий.

На рис. 1.23, а приведена конструкция с механическим
креплением МНП двуплечим прижимом 5 с помощью винта
6. Прижим одним плечом упирается в гнездо 7 корпуса 1 инс-
трумента, другим плечом прижимает режущую пластину 3
вместе со стружколомом 4. Пластина может опираться на
твердосплавную опорную пластину 2 или непосредственно на
опорную плоскость гнезда корпуса. Такое крепление универ-
сально и обеспечивает высокие прочность и надежность.

Рис. 1.23. Крепление пластин к корпусу инструмента:
а — двуплечим прижимом; б — Г-образным прижимом

Конструкция крепления режущих пластин с консольным

Г-образным прижимом (рис. 1.23, б) более компактна. При-
жим 5 базируется по отверстию корпуса инструмента своей
цилиндрической частью, а в угловом положении фиксируется
выступом 7, находящимся в пазу корпуса. Крепежный винт 6
дифференциальный, что создает удобство при замене или
повороте пластины, так как при разжиме прижим отходит от
пластины. Недостатком такой конструкции является небольшая
сила зажима (при соответствующем компактном исполнении),
поэтому такую конструкцию рекомендуют для легких работ.

Конструкция, показанная на рис. 1.24, сочетает в себе
компактность и значительно большую надежность зажима
пластины. Г-образный прижим 3 центрируется в отверстии
корпуса 1 инструмента своей цилиндрической частью. Осо-
бенностью конструкции является то, что резьбовой участок на
прижиме образован с внешней стороны цилиндрической части,
а в корпусе выполнено гладкое глухое отверстие, ось которого
совпадает с осью резьбы на цилиндрической части прижима.
При вращении винта 4 по часовой стрелке он навинчивает на
себя прижим, перемещает его и тем самым зажимает пласти-
ну 2. При таком расположении винта его диаметр, а следова-
тельно, и надежность прижима значительно выше, чем в ранее
описанных конструкциях.

Рис. 1.24. Крепление СМП Г-образным прижимом и специальным
винтом

Весьма простая конструкция крепления режущей пластины,
состоящая из одного зажимного винта, показана на рис. 1.25.
Винт 3 расположен в корпусе 1 инструмента под углом 70°,
что обеспечивает точечный контакт его головки с передней
поверхностью режущей пластины 2. Наиболее эффективно
применение винтового зажима при использовании пластин со
стружколомающими канавками, исключающими возможное
задевание стружки за головку винта. В зависимости от усло-
вий использования инструмента размер резьбы винта может
меняться, тем самым обеспечивается возможность выбора
оптимального условия зажима режущей пластины при соот-
ветствующих габаритах инструмента.

Рис. 1.25. Крепление МНП головкой зажимного винта

Основные конструкции резцов с механическим крепле-
нием пластинок с цилиндрическим отверстием приведены на
рис. 1.26. Конструкция крепления основана на расклинивании
режущей пластинки 3, имеющей отверстие, между скосом
корпуса 1 и бочкообразной головкой штифта 4 под действием
винта 5 и клиновой планки 6. Бочкообразная форма головки
штифта обеспечивает точечный контакт головки с пластинкой
и снижает требования к точности изготовления как штифта, так
и отверстия в опорной поверхности гнезда корпуса. Режущая
пластинка в данной конструкции опирается на твердосплавную
опорную пластинку 2 (рис. 1.26, а). Одна из самых распро-
страненных конструкций представлена на рис. 1.26, б. Здесь
режущая пластинка 3 прижимается к упорной поверхности кор-
пуса 1 инструмента головкой качающегося рычага 4 под дейс-
твием винта 5, на корпусе инструмента установлена опорная
пластина 2. Несмотря на некоторую сложность инструменты
с подобной инструкцией узла крепления применяются на ряде
отечественных предприятий, а также некоторыми зарубежными
фирмами (по стандарту 180).

Рис. 1.26. Основные конструкции крепления СМП
с цилиндрическим отверстием

Широкое применение нашли инструменты с механизмом
крепления, показанным на рис. 1.26, в. В качестве зажимного
элемента используется косая тяга 4, установленная в корпусе 1
под углом к опорной плоскости гнезда под пластинку 2. В тяге
имеется уступ, в который упирается винт 5. При вращении
винта тяга перемещается вниз и своей зажимной головкой 4
притягивает режущую пластинку к боковым и опорным повер-
хностям гнезда в корпусе.

На рис. 1.26, г показан механизм крепления, отличающийся
простотой изготовления и высокой надежностью закрепления
режущей пластины 2. Здесь качание пальца 4 осуществляется
при взаимодействии его радиусной канавки с поверхностью
шарика 3, помещенного в гнездо корпуса 1 инструмента, что
происходит при завинчивании гайки 5 и перемещении пальца
вниз. Это крепление позволяет избежать установки опорной
пластины.

Для крепления пластинок с коническим отверстием в
основном используют прижим винтом. В такой конструкции
(рис. 1.27, а) режущая пластина 3 прижимается к стенкам
гнезда корпуса 1 инструмента с помощью винта 4, вворачивае-
мого в резьбовую втулку 5, которая в свою очередь прижимает
к корпусу опорную пластинку 2. Головка винта и отверстие
режущей пластины выполнены конусными, а ось винта не-
сколько смещена в сторону опорных стенок гнезда. В резуль-
тате при завинчивании винта режущая пластина прижимается
одновременно к опорным стенкам и основанию гнезда корпуса
инструмента.

Рис. 1.27. Основные конструкции крепления СМП с коническим
отверстием
В конструкции механизма крепления, представленной
на рис. 1.27, б, зажим режущей пластины 3 осуществляется
винтом 4 с головкой сложной формы, ось которого наклонена
относительно оси режущей и опорной 2 пластин и пружинной
втулки 5. Наклон оси винта 4 позволяет при его повороте при-
жать режущую пластину к опорной поверхности гнезда корпуса
1 и одновременно к упорным стенкам корпуса инструмента.

Более простая конструкция крепления (рис. 1.27, в) нашла
широкое применение из-за того, что количество деталей креп-
ления сведено до минимума. Режущая пластина 2 прижимается
специальным винтом 3 с двумя коническими поясами к опорно-
му гнезду корпуса 1 инструмента. В корпусе инструмента име-
ется коническое отверстие, ось которого смещена относительно
оси винта, и один из конических поясов, контактируя с этим
отверстием за счет упругой деформации винта, воздействует
на режущую пластину.

К недостаткам крепления режущих пластин винтом следует
отнести необходимость полностью вывинчивать его из корпуса
и потом снова заворачивать при смене пластины.

Оригинальная конструкция крепления пластины 3 с ко-
ническим отверстием показана на рис. 1.27, г. Закрепление
производится силовым замыканием при помощи зажимного
стержня 4 в направлении равнодействующей силы резания.
Прижим пластинки к гнезду корпуса 1 инструмента осущест-
вляется перемещением изогнутого стержня при вращении
винта 5. В конструкции предусмотрено использование опорных
пластин 2.

Крепление режущих пластин с центральным цилиндри-
ческим отверстием может осуществляться с одновременным
прижимом через отверстие к упорной и опорной поверхностям
(рис. 1.28).

В конструкции, представленной на рис. 1.28, а, прихват 5
входит в гнездо корпуса 1 инструмента и прижимается с помо-
щью винта 6 одновременно к стенкам гнезда и боковой плос-
кости режущей пластины 3. В результате режущая пластина
прижимается к штифту 4, на котором помимо режущей уста-
новлена опорная пластина 2, штифт 4 фиксируется в корпусе
Рис. 1.28. Основные конструкции крепления МНП
с комбинированным замыканием

винтом 7. Эта конструкция имеет ряд недостатков, основным из
которых является частое повреждение пластин при зажиме.

Более сложный механизм крепления показан на рис. 1.28,
б. Режущая пластина 3 прижимается одновременно к штифту 4
и опорной пластине 2, что обеспечивает высокие точность и
надежность зажима. Прижим 5 выполнен в виде клина с от-
верстием под винт 6. Своими кромками прижим 5 контакти-
рует с верхней и боковой поверхностями режущей пластины и
опирается на наклонную поверхность корпуса 1 инструмента.
Благодаря наклонной поверхности корпуса, пружине 7 и уг-
ловому зазору ю при затягивании винта прижим смещается и
давит на пластину сверху. Число поломок таких инструментов
сокращается в 2 раза, а производительность увеличивается в 1,2
раза по сравнению с инструментами, описанными выше.

В другом варианте крепления пластин (рис. 1.28, в) при-
хват 5 своим скосом воздействует на клин 7, который при
повороте винта 6 перемещается влево и прижимает режущую
пластинку 3 к штифту 4. Одновременно прихват воздействует
на режущую пластинку сверху, прижимая ее к опорной пластине
46
2, установленной в гнезде корпуса 1 инструмента и зафикси-
рованной штифтом 4. Такая конструкция используется для
инструментов, работающих с большими срезами.

Более надежная, простая и обеспечивающая высокую
точность базирования пластины конструкция представлена на
рис. 1.28, г. Здесь крепление режущей пластины 3 осущест-
вляется прижимом 4 с силовым замыканием на опорную и
боковую поверхности. Прижим имеет выступ в виде срезанного
цилиндра, которым он устанавливается в отверстие пластины.
Противоположная опора прижима 4 опирается на скос корпуса
1 инструмента. При затягивании винта 5 прижим воздействует
на пластинку сверху, прижимая ее к опорной пластинке 2, при-
крепленной винтом 6 к боковым граням гнезда державки.

Это наиболее совершенная конструкция с точки зрения
базирования.

1.5.3. Базирование режущих пластин

К базированию режущих пластин в корпусе инструмента
предъявляют ряд требований: обеспечение точного позициони-
рования (фиксация пластины в пространстве) и предохранение
от выкрашивания режущих граней, примыкающих к базовым
поверхностям корпуса. Наилучшее позиционирование обес-
печивается при точечном или линейном контакте по задней
поверхности ниже режущей кромки. Путем дополнительной
обработки необходимо исключать соприкосновение нижних
ребер пластины с фаской в углах гнезда корпуса под пластину.
Гнезда под пластины выполняют с постоянными для данного
типоразмера координатами относительно базовых поверх-
ностей корпуса, поэтому фактические размеры / и I могут
изменяться в зависимости от величины радиуса при вершине
режущей пластины г (рис. 1.29). Это обстоятельство играет
роль при использовании резцов с механическим креплением
пластин в сменных инструментальных блоках для станков с
автоматической сменой инструмента, так как при неизменном
базировании резца в сменном блоке станка изменение размеров
/и приводит к изменению размеров обрабатываемой детали,
поэтому необходимо уметь вычислять изменение этих разме-
ров для соответствующей корректировки позиционирования
резца в инструментальном блоке. При настройке инструмента
расположение гнезда контролируют с помощью эталонных
пластин, для каждой из которых предусмотрено одно опреде-
ленное значение г, при этом высота эталонной пластины равна
сумме толщин режущей и опорной пластин. В зависимости от
угла в плане ф и радиуса режущей пластины г величины/и
рассчитывают следующим образом.

Для треугольных пластин формы Т (рис. 1.29, а):

х = у со» ©, у = г/8ш30°, д = х - г, (1.16)

а б

Рис. 1.29. Координаты гнезда под пластину

где© = 60° -ф — для корректировки размера/р ® = ф -30° —
для корректировки размера/.

Для квадратных пластин формы 8 (рис. 1.29, б):

х = у соз ©, у = г/5Щ 45°, д = х - г, (1.17)

где © = 45° - ф — для корректировки размеров/и 1}.

Задавшись размерами эталонной пластины/ и /1э, коррек-
тируют размеры/и /, при установке резца в блоке. Если г > г
то/ = / - 0/ - о) при г < г величина/ = / + (д - д ).
гз 3 3 г гз
Таким же образом определяют размер 1}. Помимо проверки
расположения гнезда по эталонной пластине существуют и
другие способы.

1.5.4. Выбор формы и параметров установки
многогранной пластины

Методика расчета параметров установки СМП в корпусе
резца сводится к решению следующих задач (для пластин без
задних углов):

1. Определение формы пластинки, т. е. числа п ее граней.
Выбор формы пластины обусловлен углами в плане <р и <р,
главной й вспомогательной режущих кромок:

<р + Ф1

В случае, если значение п по формуле получается дробным,
его округляют до целого числа, корректируя угол фр который
должен составлять 5...30°:

ф = 360°.1” . (1.19)

2. Определение положения плоскости Ы-Ы, расположен-
ной под углом р относительно главной режущей кромки, в
которой следует повернуть пластину на угол, необходимый
для получения заданных главного а и вспомогательного
задних углов. Этих данных достаточно для изготовления паза
под пластинку.

Положение МНП на резце определяется поворотом ее
относительно плоскости вокруг оси О-О, которая составляет с
направлением подачи угол <р (рис. 1.30). Поворотом на угол ц
обеспечиваются необходимые задние углы а и аг определяе-
мые соответственно в главной Р и вспомогательной секущих
плоскостях (нестандартное значение).
Рис. 1.30. Схема к расчету параметров установки СМП

Задача определения параметров установки многогранной
пластинки на корпусе резца сводится к нахождению углов ц
и р. Рассечем пластинку плоскостью, параллельной основной
плоскости и отстоящей от вершины В на расстоянии /г. В сече-
ниях Рг и Ру точки Е' и О' являются следами пересечения этой
плоскости с задними поверхностями. Из прямоугольников ВОР
и ВЕР (не учитывая угла X) имеем

ВР = ВЕ/ 8Ш Р = ВО/хт (д - Р). , (1.20)

Так как ВО = /г ф а1 и ВЕ = /г а, то

/г а / 8Ш р = /г / 5ш(т| - р).

После преобразований получим

ф Р = а 8Ш ц / (ф а сох ц), (1-21)

где т] = 180° - (ср + ф])^ » е; угол у = ф +р - 90°.

Значение искомого угла ц определяем по формуле

ц = ВР/й = ВЕЦг 5Ш ф = /г а//г зш р = ф а/зш р.(1.22)
1.5.5. Геометрические параметры инструментов
с СМП

Общей особенностью конструкции инструмента с СМП яв-
ляется, как правило, несовпадение углов инструмента с углами
пластинок. Действительно, для образования задних углов резца
с режущей пластиной без задних углов необходимо эту пластину
повернуть на угол ц. При этом угол при вершине е изменится на
величину, равную сумме углов Зю и Зи,, т. е. = г + Зи + 3ю1
(рис. 1.31). Углы и а1Л, примут значения, отличные от угла
поворота пластинки ц (за исключением случая, когда в пластине
угол ф = 0), а углы в плане <р и ф. также изменят свое значение
и будут равны ф = 90° - и + Зи и ср, = 90° - и + Зи.

Рис. 1.31. Схема к расчету геометрических параметров инструментов
с СМП

Значения углов Зю и Зи^ ад, и ащ, а также угла X могут
быть рассчитаны по следующим зависимостям:

Гею(1-со8ц)
18Дю = -Ц2-----,

С0 + СО8Ц

Г2ЮД1-СО8Ц)

= —2--------’

Ю] + СО8Ц

(1.23)

(1.24)
г§ а„ = ц 81П ©, а1Л, ц зт ©,,
81П X = 81П Ц СОЗ (О.

(1.25)

Из последних зависимостей видно, что разворот пластинок
в корпусе инструмента целесообразно производить перпендику-
лярно режущей кромке (ю = 90°), при этом = ц, а X = 0.

Передние углы инструмента у при использовании пластинок
со стружколомающими канавками определяются по формуле

у = Фо - а,

где ср0 — передний угол на пластинке; а — задний угол инс-
трумента.

При использовании пластинок с задними углами а0 без
стружколомающих канавок углы инструмента а будут равны
а = ф0 - ц, у = ц (ц < 0 при повороте пластинки против часовой
стрелки, ц > 0 при повороте пластинки по часовой стрелке).

Если пластинки и стружколомающие канавки имеют углы
а0 и у0, то углы инструмента равны

а = а0 - ц, у = у0 + ц.

1.5.6. Расчет крепления режущих пластин [5,13]

Рассмотрим механизмы крепления режущих пластин и
определим необходимые усилия закрепления. Наиболее рас-
пространен способ крепления СМП без отверстия ‘с помощью
прижима, представляющего собой рычаг второго рода.

Составим уравнение моментов относительно точки О
(рис. 1.32, а):

%то = (у,Щ12 += (1.26)

Усилие, развиваемое винтом, определяется по зависимости

(1-27)

где — внутренний диаметр резьбы винта; [стй] — допускае-
мое напряжение материала винта на растяжение.
Рис. 1.32. Схемы к расчету крепления режущих пластин

Отсюда сила прижима пластины к корпусу инструмента

^12А [од]
4(/1+/2)

(1-28)
При креплении режущих пластин консольным Г-образным
прижимом (рис. 1.32, б) сила прижима винта может быть оп-
ределена по зависимости

Рь = X Пё + Р,) + Р21, (1-29)

где а — задний угол пластины; р2 — угол трения на поверхнос-
тях стыка 2, р, — угол трения на поверхностях стыка 1, °.

Сила прижима пластины к корпусу инструмента

. (1. 30)

4[1§(ос + р1) + 1ёр2]

Если необходимая сила прижима известна, можно опреде-
лить внутренний диаметр винта:

^1,19 М«« + Р.>+№< (131)

V 1ств]

При использовании в качестве промежуточного элемента
двухплечего изогнутого рычага (рис. 1.32, в) силу Г, (с учетом
силы трения 2^), действующую на плечо рычага от крепящего
винта, определяют из уравнения моментов сил относительно
точки вращения О:

^/,-^<-^-^/'-^=0, (1.32)

где = ДГ,/, = ТУ2/2, 8=РХ+Р7.

При / 5 = 1,4 Ы2, — коэффициент трения между

рычагом и конической поверхностью винта;/] — коэффициент
трения между рычагом и режущей пластиной. Подставляя
значения в формулу моментов, получаем

ЛЦ - ^/]'/, - - Д'//'- 1,4 Ы2р = 0. (1.33)

Отсюда сила прижима пластины к корпусу (при I, - 12 = Г)
Усилие на конической поверхности винта равно

~ Р^созф = —^-[<5^] соз ср, (1.35)

где ф — угол при основании конуса винта. Тогда

га^2 [с?д]со8ф(/+ /,/()
2 4(/ + /2/2+1,4р) .

При использовании тяги в качестве промежуточного эле-
мента определение силы, действующей на тягу от крепящего
винта, осуществляется из условия получения требуемой силы
крепления пластины И (рис. 1.32, г).

Спроектируем все действующие силы на ось тяги О-О:

Р2 = + УзтЦ) + Уд,соз рр

Г2 = РдС08рр^ = ^2, =Г/р/, = Р>рр (1.37)

где р, — угол между осью тяги и осью крепящего винта
(конструктивный параметр); и/2 — коэффициенты трения
на поверхностях контакта соответственно пластинки и тяги,
крепежного винта и тяги.

Отсюда Рк соз рц = .У зш р1 + С05 Н1 + Л5'11 Мр

Д, = С08Ц, -78ШЦ,
8Ш Р! + /2 С08 Р!

или д? = ^[ОвКсозр, -/зтр,) =

4(8ШР1+/2СО8Р!) 4(1§р1+/2)

(1.38)

При креплении МНП с коническим отверстием при помощи
захватного изогнутого стержня (рис. 1.32, д) расчет произво-
дится аналогично предыдущему. Составим проекцию сил на
ось 0-0:
Рь соз ц] - ц1 = 1Усоз {-|_90° - (ц3 + ц2)_]} +

З-Т^зт {-[90° - (ц3 + р2)]} = О, (1.39)

Рь соз м, - Рь]\ зт ц, - зт(ц3 + ц2) - ДГ/2 соз(ц3 + ц2) = 0,
где цр ц2, ц3 — соответственно углы между осью изогнутого
стержня и осью крепежного винта, боковой поверхностью ко-
нической части стержня и осью ОУ, осью изогнутого стержня и
осью ОУ (конструктивные параметры);/; и/2 — коэффициенты
трения между изогнутым стержнем и винтом и изогнутым
стержнем и пластиной.

Отсюда находим силу прижима пластинки к корпусу ин-
струмента:

дг = Р созЦ] -/зтц!
ь зт(р3 + ц2) + /2 соз(р3 + ц2) ’

ИЛИ

^[о.Ксозр; -^зтц,)
4 [зт(ц3 + р2) + /2 соз(ц3 + ц2)] '

При креплении режущей пластины за счет упругих дефор-
маций штифта при его упоре в шарик (см. рис. 1.32, а) расчет
производится в следующем порядке.

Составляется уравнение моментов относительно точки О:

Ъп^Р^ + ^ + Т»^- -Г'1 = 0,

Л- = = ^Л^пф, (1.41)

где О — наибольший диаметр упругого штифта; <1 — диаметр
штифта в месте зажима пластинки;^ и/2 — коэффициенты
трения между штифтом и пластиной, штифтом и шариком;

I и /1 — расстояния до точек приложения сил (конструктивные
параметры).
Отсюда

Р„ Щ ~ Ф = 0. (1.42)

Тогда

М = Р

(Л-2/2/81Пф) _ Лб/12[ов](Т> - 2/2/81Пф)

I 1 1 / 1

(1.43)

При проектировании узлов крепления СМП к корпусам
инструментов необходимо учитывать смятие контактных по-
верхностей и раскрытие стыков, что приводит к повреждению
корпуса инструмента и неправильной установке пластины в
гнезде корпуса (рис. 1.33, а). Работоспособность стыка обес-
печивается при следующих условиях:

Рис. 1.33. Схема к расчету крепления пластин на смятие
— прочность на смятие контактирующих поверхностей в
точке А:

Ю > о, + ст, + ст3;

— нераскрытое стыка в точке В:

о, + ст2 > ст3,

где [стги] — допускаемое напряжение смятия; ст| и ст, — напря-
жения смятия от сил М и Р; соответственно; ст3 — напряжение
смятия от момента, создаваемого силой Рг:

Р2 6Р,а

'1 = -- , °2 = — > = ---Т-

1 ьь 2 ьь 3 ььг

(1.44)

где Ь — ширина опорной поверхности стыка пластины с
корпусом; Ь — длина опорной поверхности стыка пластины с
корпусом, равная АВ; а — плечо силы Р2 относительно центра
тяжести стыка.

После подстановки значений с^, с>2 и ст3:

А Р2 6Р2а

— + —+—

ьь ьь ыЗ

(1-45)

Отсюда сила прижима пластины к опорной поверхности,
ограниченная смятием в точке А, «

А> [о ]ЬЬ-Р, Г1- — 1

“ 2 Ь

(1-46)

Второе условие (отсутствие зазора между пластинкой и
опорной плоскостью в точке В) дает зависимость, ограничива-
ющую выбор значений силы А, а именно:

А> Р,

6а А

(1-47)
Таким образом, окончательное условие надежности закреп-
ления пластины выражается зависимостью

[ос.и]Ы,>У>-Р2^-1^. (1.48)

Определив необходимую силу крепления режущего эле-
мента, рассчитывают силу, которую следует приложить к
закрепляемому элементу. Этот расчет зависит от принятой
конструкции механизма крепления.

При расчете крепления пластины силами упругой деформа-
ции принимается, что пластина и корпус являются абсолютно
твердыми, т. е. местные упругие деформации не учитываются
(рис. 1.32, б).

Условие прочности на смятие контактирующих поверхнос-
тей можно записать так:

КЛ С1 + + Пз)’

где о, — напряжение смятия при максимальном натяге;
ст2 — напряжение смятия от силы Рг; ст3 — напряжение смятия
от момента, созданного силой Рг; [стгл)] — допускаемое напря-
жение смятия.

Условия нераскрытая стыка от напряжения смятия при
минимальном натяге стт1п определяют по следующей зависи-
мости:

> о2 + ст3.

Для удобства расчета к обеим частям неравенства приплю-
суем величину ст,:

а, + ст4 > о, + (ст2 + ст3).

Сравнивая неравенства, имеем

а. + ст < [ст ]. (1-49)

На основе этой зависимости после соответствующих пре-
образований получим конечные формулы, определяющие
значения минимального натяга <зт!п и поле допуска при посадке
пластинки с натягом Л:

28 + А = , (1.50)

111111 /

где А —длина опорной части пластинки (рис. 1.33, бу,а —пле-
чо силы Р относительно центра тяжести стыка пластинки с
корпусом; 1п — длины перемычки; Р — площадь сечения кор-
пуса в месте перемычки; Р} — площадь контакта пластинки с
корпусом; Е — модуль упругости материала корпуса.

Исходя из условия сборки пластинки необходимо чтобы
величина раскрытия паза была равна

(р/г0 > 8ПИХ+7?, +7?гг ±К, (1.51)

где К, — высота микронеровностей паза корпуса; 7?г2 — вы-
сота микронеровностей поверхностей режущей пластинки;
К — величина зазора или натяга, при которой обеспечивается
посадка пластинки в паз корпуса; (р — угол разворота пере-
мычки; й0 — расстояние до линии центра тяжести корпуса.

Значение (р определяется по формуле «

Ф= — [о]/„, (1.52)

где IV — момент сопротивления сечения перемычки; У — мо-
мент инерции сечения перемычки; [ст(] — допускаемое напря-
жение на изгиб материала корпуса инструмента.

Подставим (р в формулу величины раскрытия паза и полу-
чим значение й0:

р т
По этой схеме рассчитывают механизмы крепления неко-
торых инструментов: отрезных резцов, протяжек, некоторых
видов фрез и др.

1.6. Токарные резцы для станков
с ЧПУ [13, 5]

К резцам для станков с ЧПУ предъявляется ряд специфи-
ческих требований, основными из которых являются:

1) максимальное использование неперетачиваемых пластин
с механическим креплением на корпусах и державках резцов,
что обеспечивает постоянство их конструктивных и геометри-
ческих параметров в процессе эксплуатации;

2) использование наиболее рациональных форм пластин,
обеспечивающих универсальность инструмента, т. е. возмож-
ность обработки одним резцом максимального числа поверх-
ностей детали;

3) унификация основных и присоединительных размеров
инструмента, резцы с различными углами в плане должны
иметь одни и те же основные координаты, что создает удобства
для программирования технологических операций;

4) возможность работы в прямом и перевернутом поло-
жениях;

5) возможность применения резцов в левом исполнении;

6) повышенная точность инструмента, особенно резцовых
вставок, по сравнению с универсальным инструментом для
станков с ручным управлением, что необходимо для повы-
шения точности предварительной настройки и попадания
инструмента в размер после его закрепления на станке или в
резцовом блоке;

7) удовлетворительное формирование стружки должно
обеспечиваться канавками, полученными при изготовлении
твердого сплава или заточенными алмазным кругом на пере-
дних поверхностях пластин.
1.6.1. Номенклатура токарных резцов

Для выполнения разнообразных операций на токарных
станках с ЧПУ разработаны типовые конструкции резцов.
Все они являются сборными и оснащаются многогранными
пластинками из твердого сплава, режущей керамики или
сверхтвердых материалов.

В зависимости от модели токарных станков предусмотрено
применение резцов с сечением от 16 х 16 до 40 х 40 мм. Но-
менклатура резцов (рис. 1.34) должна обеспечивать обработку
типовых поверхностей деталей и включает в себя следующие
разновидности:

Рис. 1.34. Номенклатура токарных резцов для станков с ЧПУ

1) проходные отогнутые резцы с углом (р = 45° для на-
ружной обточки, обработки торцов, снятия фасок, обработки
выточек (ГОСТ 21151-75, тип 1);

2) контурные резцы с параллелограммными пластинками
и углом <р = 95° для обточки деталей по цилиндру, торцу,
обратному конусу с углом спада до 30°, обработки радиусных
поверхностей и канавок (ГОСТ 20872-80, тип 1);

3) копировальные резцы с параллелограммными пластин-
ками и (р = 63° для обработки полусферических поверхностей
и конусов с углом спада до 57° (ГОСТ 20872-80, тип 2);
4) резьбовые резцы с ромбическими пластинами и креп-
лением прихватом для нарезания наружных резьб с шагом
2...6 мм (конструкция ВНИИинструмента);

5) резцы для нарезания внутренних резьб с шагом до 2 мм
и минимальным диаметром обработки 35 мм (ГОСТ 22207-76,
тип 2);

6) резцы с ромбической пластиной и <р = 95° для растачи-
вания сквозных отверстий и проточки выточек (ГОСТ 26612-85,
тип 6);

7) расточные резцы с (р = 92°и минимальным диаметром
обработки 22 мм (ГОСТ 20874-75, тип 3);

8) резцы проходные с ср = 45° с квадратными пластинами
левые для наружной обточки, обработки торцов, снятия фасок,
обработки выточек (ГОСТ 21151-75, тип 1);

9) резцы для проточки наружных прямых канавок шириной
1...6 мм и глубиной, равной ширине (конструкция ВНИИин-
струмента);

10) резцы контурные с пластинкой трехгранной формы и
<р = 63° (ГОСТ 20872-80, тип 4);

11) контурные резцы с пластинкой трехгранной правильной
формы и ф = 93° (ГОСТ 20872-80, тип 3);

12) резьбовые резцы для нарезания наружных резьб с шагом
до 2 мм (ГОСТ 22207-76, тип 1);

13) резцы проходные упорные с трехгранной пластиной
неправильной формы и ф = 92...95° для обработки ступенчатых
поверхностей, фасок, торцов (ГОСТ 21151-75, тип 4).

Применяют резцы в трех исполнениях: полномерные, ис-
пользуемые на станках со съемными блоками, которые в сборе
с резцами настраиваются на размер вне станка, укороченные с
регулировочными элементами, резцы-вставки (рис. 1.35).

Укороченные резцы и резцы-вставки настраивают на размер
установочными винтами вне станка в специальном приспо-
соблении и затем устанавливают в пазах инструментальных
головок и резцедержателей.

Универсальные резцы-вставки выпускаются по ОСТ
23.5.551-82, ГОСТ 23.5.552-82 и ОСТ 21110-1-83.

Для обработки на станках с ЧПУ разработана унифици-
рованная конструкция токарных сборных проходных, подрез-
63
Рис. 1.35. Конструкции токарных резцов

ных, упорных и расточных резцов с пластинами из режущей
керамики, которая предусматривает возможность применения
в этих же державках твердосплавных пластин без отверстий
(см. рис. 1.23, б).

Резцы с такой схемой крепления МНП стандартизиро-
ваны. Проходные резцы выпускаются по ГОСТ 26611-85 и
имеют ряд сечений: 12 х 12, 16 х 16, 20 х 20, 25 х 25, 32 х
х 25, 32 х 32, 40 х 40 и длин: 80, 100, 125, 150, 170, 210 мм.
Расточные резцы выпускаются по ГОСТ 26612-85 и имеют
ряд диаметров: 20, 25, 32, 50 мм и ряд длин: 170, 180, 200,
250, 350 мм.

Кроме указанных выше резцов применяются резцы для
крепления режущей керамики других конструкций. Одна из
них показана на рис. 1.36. Особенность такого резца состоит в
том, что опорная поверхность Б под пластину выполнена в виде
плоскости, легко обрабатываемой шлифованием, боковые же
базовые поверхности В и Г образованы в закаленной планке 4,
прикрепленной к термообработанной державке 1 винтами 6.
Поверхности В и Г также шлифуют. Закрепление режущей
пластины 2 производится двуплечим прижимом 3 с помощью
3

Рис. 1.36. Крепление МНП из режущей керамики с помощью
двуплечего прижима

гайки 5. После износа под действием сходящей стружки одно-
го плеча прижим поворачивается другим плечом. Двуплечий
прижим обеспечивает надежное крепление пластины, является
унифицированной деталью для закрепления пластин различной
формы.

1.6.3. Резцы, оснащенные синтетическими
сверхтвердыми материалами (СТМ) [13, 17]

Режущие элементы из СТМ выпускаются в виде пластин
для неразъемного соединения со стальным корпусом, а также
в виде круглых, трехгранных, квадратных, ромбических и
шестигранных неперетачиваемых пластин для механического
крепления.

Резцы, оснащенные СТМ, можно разделить на три разно-
видности: 1) резцы и вставки с неразъемными соединениями
режущих поликристаллов; 2) сборные резцы с механическим
креплением вставок с неразъемным соединением поликристал-
лов; 3) резцы с механическим креплением круглых и много-
гранных пластин из композита. В России резцы, оснащенные
сверхтвердыми синтетическими материалами, регламентиро-
ваны ТУ-2-035-811-81.

Типовая конструкция сборного резца с механическим креп-
лением вставки показана на рис. 1.37. В стальном корпусе 4
выполнено цилиндрическое гнездо, в которое устанавливаются
сменные вставки 7, оснащенные СТМ. Закрепляются вставки
обычным прижимом 2 с помощью винта 3. Расположение вста-
вок в корпусе зависит от вида резца. В проходных и резьбовых
резцах вставки расположены параллельно оси корпуса, в под-
резном и расточном — под углом у оси корпуса, а в расточном
и резьбовом — под прямым углом.

Рис. 1.37. Конструкция резца с механическим креплением вставки
из композита

Применяется несколько конструктивных исполнений резцов
с механическим креплением круглых и многогранных пластин
из СТМ. На рис. 1.38 в качестве примера показана конструкция
резца с механическим креплением круглой пластины. Резцы
выполняются в двух вариантах. По первому — пластина 7 из
СТМ (рис. 1.38, а) устанавливается в державке 3 и закрепляется
подпружиненным прихватом 2 с помощью винта 5. Прихват
фиксируется от разворотов при закреплении выступом 4 на
державке 6.
А-А повернуто

1-1

Рис. 1.38. Конструкция резца с механическим креплением режущей
пластины из композита

В резцах второго исполнения (рис. 1.38, б) ось крепежно-
го винта выполнена в горизонтальной плоскости. Режущая
пластина 4 крепится в державке 6 с помощью Г-образного
прихвата 5, который имеет цилиндрическую направляющую 8,
расположенную в отверстии 7державки. На этой направляющей
выполнено коническое отверстие 3, с которым своей конической
поверхностью 2 контактирует крепежный винт 9, расположен-
ный в резьбовом отверстии 7 державки 6. При завинчивании
винта его конец, взаимодействуя с конической поверхностью
отверстия, перемещает прихват вдоль оси отверстия 7державки
до жесткого поджима режущей пластины 4.
Резцы из СТМ применяются для обработки закаленных
сталей и высокопрочных чугунов, где их эффективность выше
эффективности работы твердосплавных резцов в 5...6 раз.

1.7. Расточные инструменты [13, 17]

Для растачивания отверстий применяют два основных
метода обработки, отличающихся между собой тем, что враща-
ется в процессе работы: деталь или инструмент. На токарных
станках вращается деталь, а расточной инструмент обеспечивает
только продольную подачу. В качестве инструмента в этом
случае применяют расточные резцы, оснащенные МНП (ГОСТ
26612-75). При работе на станках сверлильно-расточной группы
и многоцелевых станках заготовка неподвижно закреплена на
столе станка, а вращается инструмент.

Резцы с одной режущей кромкой при креплении их в оправ-
ке (борштанге) применяют для растачивания отверстий как при
вращающейся, так и неподвижной заготовке (рис. 1.39). При
расположении резца относительно оси отверстия под некоторым
углом Е, углы в плане у резца меняются: <р„ = <р + &,; <р|н = <р -
что необходимо учитывать при проектировании резца.

При прецизионной обработке отверстий применяются оп-
равки с регулированием вылета расточного резца «Микробор»,
упрощенная конструкция которого представлена на рис. 1.40.
Корпус 1 оправки снабжен цилиндрическим хвостовиком,
на котором размещены регулировочная гайка 5 и шпонка 6.
Регулировочная гайка фиксируется на хвостовике в заданном
положении путем отжатия специального лепестка винтом 4.
В передней части оправки в цилиндрическом отверстии шпо-
ночным пазом размещена державка 13 шпонкой 2. Державка
с резцом 10 перемещается в оправке при вращении лимб-гайки
9 с ценой деления шкалы 0,02 мм. Для возвращения держав-
ки в исходное положение служит пружина 7 с плунжером 3.
Степень сжатия пружины регулируется винтом 8. Во время
регулирования вылета резца его первоначальное положение
устанавливается относительно державки. Затем винтом 12 резец
Рис. 1.39. Способы расположения расточных резцов при креплении
их в оправках

закрепляется в державке, и в дальнейшем его вылет регулирует-
ся лимб-гайкой в пределах 3.. .7 мм. Окончательное закрепление
отрегулированного резца осуществляется винтом 11.

Дальнейшее развитие конструкций расточного инструмента
определяется модульно-агрегатным проектированием. Модуль
представляет собой инструментальный блок, состоящий из ра-
бочей части и корпуса, рассчитанного на закрепление в оправке,
установленной в рабочей позиции станка. В одной оправке можно
монтировать разнообразные модули, что придает системе гиб-
кость.

Применение модульно-расточного инструмента на металло-
режущих станках с ЧПУ сокращает номенклатуру расточного
инструмента по типу элементов базирования и крепления,
назначению и конструкции инструмента (диаметр и длина) для
А-А (повернуто)

Рис. 1.40. Оправка с упрощенной конструкцией регулирования
вылета резца

каждого конкретного обрабатываемого отверстия в деталях из
различных материалов с обеспечением значительной жесткости
и виброустойчивости модульной системы, повышает произво-
дительность обработки за счет широкого применения СМП.

1.8. Фасонные резцы
[13, 14, 2, 4, 8, 3, 21, 17]

1.8.1. Типы фасонных резцов

Фасонные резцы предназначены для обработки наружных,
внутренних и торцовых поверхностей сложного профиля.
Они широко используются как в крупносерийном и массовом
производстве, так и мелкосерийном и индивидуальном инстру-
ментальном производстве (как инструмент второго порядка).
Достижимая точность размеров деталей соответствует 7-8-му
квалитету при высокой производительности. Процесс фасон-
ного точения выполняется с невысокими скоростями резания и
малыми (до 0,05 мм/об) подачами из-за сравнительно большой
длины лезвия резца (до 80 мм).

Фасонные резцы как разновидность токарных резцов можно
классифицировать по различным признакам:

— по форме — плоские, призматические и круглые;

— по виду подачи — осевые, радиальные и тангенциаль-
ные;

— по расположению оси (или базы крепления) по отношению
к оси детали — с параллельным и наклонным располо-
жением оси;

— по форме передней поверхности — с положительным пе-
редним углом; с положительным передним углом и углом
наклона режущей кромки;

— по форме образующих фасонных поверхностей — с коль-
цевыми образующими и с винтовыми образующими;

— по конструкции — цельные и составные.

По виду подач принципиальной разницы между фасонными
и обычными токарными и револьверно-автоматными резцами
не существует. Однако по форме фасонные резцы имеют спе-
цифические особенности.

Плоские фасонные резцы (рис. 1.41) по конструкции не
отличаются от обычных токарных стержневых резцов и при-
меняются в индивидуальном и мелкосерийном производстве.
Обычно для сохранения профиля обрабатываемой детали
плоские фасонные резцы имеют у = 0° и перетачиваются по
плоскостям, параллельным опорной поверхности резца (плос-
кости 1-1, 2-2, 3-3 на рис. 1.41).

Главным недостатком плоских фасонных резцов является
то, что из-за наличия бокового заднего угла а, (рис. 1,41, а) на
лезвиях, расположенных перпендикулярно или наклонно по
отношению к оси детали и ограниченных с двух сторон усту-
пами, при переточках не сохраняется профиль инструмента, а
значит, и детали (/, > I, см. рис. 1.41, а).

Иногда для сохранения профиля детали на задних торцовых
поверхностях резца делают фаску 0,15 мм. При глубинах
71
Рис. 1.41. Плоский фасонный резец

профиля детали более 3 мм на торцовых участках профиля
плоских фасонных резцов выполняется вспомогательный угол
в плане (р1 = 1 ...2° (рис. 1.41, б). Задние углы у плоских резцов
выбираются в пределах 10... 12°.

Призматический фасонный резец представляет собой
призму, одна из боковых граней которой имеет фасонную
поверхность и служит задней поверхностью резца, а сторона,
ей противоположная, имеет «ласточкин хвост» для крепления
в державке. Передней поверхностью призматического резца
служит одна их торцовых плоскостей.

Задний угол призматического фасонного резца образуется
при его установке в державке, а передняя поверхность затачи-
вается под углом 2 = а + у.
Призматические резцы в зависимости от установки отно-
сительно детали и направления подачи бывают радиальными
и тангенциальными (рис. 1.42). Призматические фасонные
резцы нашли ограниченное применение ввиду сложности их
изготовления.

Рис. 1.42. Призматические фасонные резцы:
а — радиальный; б — тангенциальный

Круглый фасонный резец есть тело вращения с вырезанным
в нем угловым пазом для создания передней поверхности и
пространства для размещения стружки. Для получения задних
углов центр резца поднимается на величину /г относительно
центра детали (рис. 1.43). Если бы /г = О, т.е. центры резца и
детали лежали бы на одной оси, то а = 0, так как касательные
к задней поверхности и плоскость резания Рп совпадают (см.
рис. 1.43, б). Очевидно, мп а = й/7? (см. рис. 1.43, а). Из этого
соотношения следует, что задний угол по длине лезвия фасон-
ного резца неодинаков и увеличивается к центру резца.

Обычно задний угол по длине лезвия круглых резцов
колеблется в пределах а = 6...25°. Передний угол как у круг-
лых, так и у призматических фасонных резцов, выбирается в
зависимости от материала детали: для стали у = 20...5 °, чугуна
у = 5°, бронзы, латуни у = 0°.
Рис. 1.43. Схема круглого фасонного резца

Габаритные размеры круглого фасонного резца могут быть
ориентировочно найдены по зависимости (см. рис. 1.43, а):

К^ + 1+/+г0, (1.54)

где ц — глубина профиля детали; I = 8... 12 мм — глубина
заточки передней поверхности, необходимая для размещения
стружки; / = 5...8 мм — толщина стенки резца; г0 = 10...
25 мм — радиус посадочного отверстия.

Круглые фасонные резцы широко применяются на токар-
ных и револьверных станках ввиду сравнительной простоты их
изготовления, а также большого, практически неограниченного,
числа переточек. Эти резцы универсальны по области приме-
нения, так как ими можно обрабатывать все виды фасонных
поверхностей — наружных, внутренних и торцовых.

1.8.2. Особенности геометрии фасонных резцов

Так как задние углы фасонных резцов неодинаковы по
длине фасонного лезвия (выше это было показано для круглых
резцов), будут переменными соответственно и передние углы.
В этой связи обеспечить оптимальные условия резания при об-
работке фасонными резцами для всех точек лезвия инструмента
невозможно, поэтому выбор геометрии производится для одной
характерной точки фасонного профиля, которая называется
базовой (именно для этой точки приводятся значения а и у в
нормативных материалах).

В качестве базовой точки обычно принимают наиболее
глубокую точку профиля — для призматических и торцовых
поверхностей, точку профиля, наименее удаленную от оси де-
тали, — для наружных поверхностей тел вращения и винтовых
поверхностей, точку профиля, наиболее удаленную от оси дета-
ли в ее осевом сечении, — для внутренних поверхностей.

Углы а и у фасонного резца для базовой точки измеряют
в базовой плоскости, проходящей через базовую точку. Обоз-
начим углы в базовой плоскости индексами 1 (а1 и у,), а для
других, произвольных точек индексами 1. Значения углов а. и
у отличаются от а. и у., так как они зависят от радиуса распо-
ложения точек профиля, главного угла в плане ф; и от угла
А поворота передней поверхности.

Рассмотрим влияние угла ср. на величины передних и задних
углов фасонного резца. Известно, что

ф а. = а, зга ф;, у(. = у, 8Ш ф(.. (1-55)

Из рис. 1.44 следует, что в базовой точке 1 угол ф1 = 90°,
ф а. ~ а], у. = ф у] и а = а,, у = у]. В точках 2 или 6
значения углов а2 и а6, а также у2 и у6 зависят от конкретных
углов ф2 и ф6, в точке 7 угол ф7 = 0, так как для нее плоскость
резания и рабочая плоскость совпадают. Поэтому для точки 7
а7 = 0 и у7 = 0. Отсюда следует, что при радиальной подаче на
участках профиля детали, перпендикулярных оси, задний угол
резца а равен нулю. При обработке торцовых поверхностей и
боковых сторон канавок и выступов, а также криволинейных
контуров, если касательная к контуру в данной точке лежит в
рабочей плоскости, углы а. = 0.

Для обеспечения нормального процесса резания мини-
мальное значение заднего угла должно быть не менее 2...30.
Рис. 1.44. Влияние угла <р. на а и у.

Этому значению а, согласно зависимости (1.55), соответствует
минимальный угол ф. :
‘ппп

фтт = агсып . (1.56)

1^1

При проектировании фасонных резцов необходимо обес-
печить условие, чтобы для всех характерных точек детали
ф. > ф Обычно это достигается введением вспомогательного
угла в плане ф] для линейного участка резца, перпендикулярно-
го оси детали и базе резца (см. рис. 1.41, б), но и в этом случае
в точке <1 угол аг1 = 0.

Однако этот способ облегчения условий резания применяет-
ся, как правило, в инструментах единичного производства. Для
фасонных резцов, применяемых в серийном и крупносерийном
производстве, применяется поворот базы фасонного резца и
направления радиальной подачи или используются резцы с
винтовой задней поверхностью.

Рассмотрим деталь — тело вращения с участком профиля,
наклоненным к направлению подачи 5 под углом ф. Рассмотрим
проекцию контуров детали и резца на статическую основную
плоскость (рис. 1.45).
Рис. 1.45. Поворот базы фасонного резца:

5, — вектор подачи для резца без поворота базы; 5,— вектор подачи
после поворота базы; <рА и <рв —углы в точках А и В до поворота
базы; (р^ и <ря — то же, после поворота базы на угол е

Пусть база резца повернута на угол е по отношению к оси
детали. При этом углы ср во всех точках профиля резца также
изменяются на величину е. Со стороны участков профиля,
обращенных к вершине угла е, углы <р2, образовавшиеся при
повороте базы, возрастают по сравнению с углами ср,, имевши-
ми место при параллельных базах резца О - О и оси детали

Фа = Фл, + е •

(1-57)

Со стороны участков профиля, обращенных в сторону,
противоположную вершине угла е, имеет место уменьшение
углов (р:

Фв, = Фв, - е

(1.58)

Из соотношений (1.57) и (1.58) следует, что поворот базы
резца эффективен при обработке открытых профилей (с отсутс-
твием выступов и впадин). Вершина угла поворота е должна
находиться со стороны меньших диаметров детали для наруж-
ных и внутренних поверхностей. При обработке поверхностей
с выступами и (или) впадинами необходимо, чтобы для точек
и участков профиля, где имеет место уменьшение угла <р при
повороте базы резца, соблюдалось условие

Ф >

Ф . .
' ПИП

(1.59)

Пусть ф'. — угол в плане после поворота базы на угол е.
Тогда

ф', = ф. ± Е,

(1-60)

где ф. — угол ф для параллельных баз резца и детали.

По аналогии с (1.55) запишем

а. = а^ш ф'., (1-61)

где а, — угол а в базовом сечении.

С учетом (1.60) и (1.61) получим

а. = оцзпЦф. + е).

(1.62)

Следует отметить, что на токарных автоматах и полуав-
томатах изменить направление вектора подачи весьма слож-
но, поэтому резцы с наклонной базой можно использовать,
оставив направление подачи перпендикулярным оси детали.
При этом эффект увеличения заднего угла а от поворота
базы уменьшается. Если при повороте базы и направлении
подачи, перпендикулярном базе резца, получен угол а', то,
оставив направление перпендикулярным оси детали, полу-
чим в той же точке

ф а" = ф а' кт ф,

или с учетом формулы (1.62)
а"= а1 81п (<р ± е).

(1.63)

Если <р; = 0, то

а"= а1 8ш2 е.

(1.64)

От недостатков радиальных круглых резцов с наклонной
базой крепления (изменение направления вектора подачи 5 и
усложненная конструкция державки), свободны круглые резцы
с винтовой задней поверхностью.

У этих резцов ось резца и база детали остаются парал-
лельными, а направление вектора подачи не изменяется.
Задние углы для критических по углу (р точек и участков
увеличиваются за счет введения наклона задней фасонной
поверхности. Чтобы этот наклон не изменялся при переточ-
ке, задняя поверхность должна быть выполнена винтовой
(рис. 1.46).

Рис. 1.46. Фасонный резец с винтовой задней поверхностью:
5 — вектор поперечной (радиальной) подачи; <рл и <рв — углы
Ф в точках АиВ при обработке обычным резцом
При обработке поверхностей с выступами и (или) впадина-
ми необходимо, чтобы для тех точек и участков профиля, где
имеет место уменьшение заднего угла а, должно соблюдаться
правило:

а . .
ПИП'

(1.65)

где ат.п ® 2...3°, а — суммарный задний угол; а = а' - авп.

Здесь а' — задний угол в данной точке профиля, каким
бы он был при обработке обычным резцом, а авп — задний
угол, получаемый при введении винтовой задней поверх-
ности.

Рассмотрим соотношения между углом а и шагом винто-
вой задней поверхности резца, который одинаков для всех ее
точек и связан с углом наклона винтовой линии <в и радиусом
расположения г-й точки на винтовой задней поверхности резца
К. соотношением (рис. 1.47):

(1.66)

Рис. 1.47. Связь между шагом винтовой поверхности, углом
наклона к оси и радиусом точки на поверхности
Для участков поверхности детали, перпендикулярных ее
оси (или для сечений винтовой поверхности резца, перпенди-
кулярных оси) зададимся величиной заднего угла аг Тогда
оз. = 90° -а., откуда

(1.67)

Из этого соотношения следует, что при постоянном Т чем
меньше радиус точки винтовой задней поверхности К., тем
должен быть больше 1§(90° - а ), т. е. тем меньше должна
быть величина а.. Поэтому при расчете шага Т винтовой
задней поверхности необходимо принимать во внимание ту
точку участка профиля детали, которая лежит на минималь-
ном радиусе фасонного резца или на максимальном радиусе
соответствующего участка детали (на рис. 1.46 это точка Б)
и задаваться для нее минимально допустимым углом а. На
остальных точках участка АБ углы а получатся больше,
чем в точке Б.

Выше были рассмотрены условия, когда лезвие фасон-
ного резца имело одну базовую точку, а траектория подачи
этой точки пересекала ось тела вращения или винтовой
поверхности.

При повышенных требованиях к точности обработки
некоторого конического участка поверхности детали соот-
ветствующий участок лезвия необходимо расположить так,
чтобы траектории подачи каждой точки данной части лез-
вия пересекали ось вращения детали. Другими словами, по
центру детали необходимо установить не базовую точку, а
базовую линию лезвия. При этом передняя поверхность резца
затачивается под двумя углами: под углом у в плоскости,
перпендикулярной оси, и под углом /, — в плоскости, па-
раллельной оси или базе крепления резца. Величина угла X
определяется из условия расположения всех точек базовой
линии по оси детали (рис. 1.48).
А-А

Рис. 1.48. Фасонный резец с наклоном передней поверхности
на угол А.

1.8.3. Профилирование фасонных резцов

Наличие переднего угла фасонных резцов, получаемого при
заточке, и заднего угла, образуемого при установке инструмента
относительно обрабатываемой детали, требует коррекции про-
филя фасонных резцов по сравнению с заданными размерами
детали. Коррекции подвергаются размеры профиля резцов,
соответствующие радиальным размерам детали. Размеры вдоль
оси детали не изменяются, если режущие кромки инструмента
параллельны оси детали, т.е. угол е = 0° (рис. 1.45).

Покажем алгоритм расчета размеров круглого и фасонного
резца, устанавливаемого базовой точкой [3] по центру детали
при условии, что 8 = 0° (рис. 1.45).
Заданными величинами являются максимальный размер
резца (радиус Ту и величины переднего у0 и заднего а0 углов для
наружного участка профиля (участок 0-1 рис. 1.49, вид снизу).
Необходимыми данными для дальнейших расчетов являются
геометрические параметры для узловых точек профиля резца 1,
2 и т.д. Задние углы для узловых точек профиля определяются
по зависимости:

а. = — • 1§а0 • 8Ш <р0, (1.68)

где Ро — радиус наружной точки на лезвии резца; г. — радиус
текущей точки (г. < Р); ср — угол между прямой профиля резца
(или касательная к ней, если участок радиусный, рис. 1.44).

Определим в качестве примера размер глубины профи-
ля резца между точками 0 и 1, что соответствует размеру
Т = Ро - Р1 в диаметральной плоскости (рис. 1.49, фрагмент
справа). Задача сводится к определению текущих радиусов К. уз-
ловых точек; покажем последовательность действий конструк-
тора для выполнения коррекционных расчетов для нахождения
радиуса Кх для профиля детали, показанного на рис. 1.49.

Имеем:

1. К = АО, - г1 • 8Ш у (Д-ник О, АО).

2. АО = г СО8 у.

К г

3. 8Ш у = — = — 8Ш у (Д-НИК О АО).

Г1 б

4. ЛГ] = А) = С\1 = СО8 У, = ^ СО8 У! (Д-ник ОХА}). (1.69)

5. Р = 01 = А, - АО = г, • СО8 у] - г • СО8 у (Д-ники ОХАО
и ОХА1).

6. 5 = а + у; 8] = й] + у,; 8, = а. + у..

7. Р2 = К2 + Р2 -2-К-Р-СО8 8 (Д-ник 0.Л1).

8. Ру = у/К2 + (Г\ 'СО8У])2 -2-К-(г1 • СОЗ У — Г • С08 у) С08 8 .

9. Т = Р -Рг
Рис. 1.49. Схема к определению профиля круглого фасонного резца
с базой, параллельной оси детали (а) и призматического фасонного
резца, установленного по центру детали (6)
Аналогичным образом по алгоритму (1.69) определяется
глубина профиля Т. = К - Р. для других узловых точек, лежа-
щих на радиусах К..

Для призматических фасонных резцов, устанавливаемых
по центру фасонной детали, определяются размеры профиля в
плоскостях, нормальных к задней поверхности, проведенных
через узловую точку профиля, соответствующей минимальному
радиусу детали г (рис. 1.49, б) — размеры 1\, Т2, Т.. Согласно
рис. 1.49, б, они определяются из прямоугольных треуголь-
ников ОГ1, 02'2 и т.д., у которых углы при вершинах 1, 2.../
равны 8 = а + у.

В результате:

Г, = Р) • сок 8 (Д-ник 0Г1)

Р -=.Л1 - АО = г1 сок у1 - г • сок у (из А-ников 0,А0 и
0,А1)

0,А г .
кш у = —— = — • кт у

8 = а + у

или Т1 = (г( • сок у, - г • сок у) • сок (а + у). (1-70)

Повторяя приведенную схему коррекционных расчетов
для других узловых точек профиля, характеризуемых углами
у у2, уг а. и размерами Р. в плоскости передней поверхности
резца, получили искомые глубины профиля призматического
резца Г2...Г.

Особенности коррекционных расчетов круглых и призмати-
ческих фасонных резцов для внутренней обработки, с углами
наклона лезвия, отличными от нуля, с винтовой задней повер-
хностью и др. подобно изложены в специальной литературе по
фасонным резцам [2-4], справочниках [9, 11, 18, 21] и учебных
пособиях [5, 13, 15-17].
1.8.4. Конструктивное оформление фасонных
резцов

Рассмотрим деталь фасонного профиля — наружное
тело вращения, закрепленное в патроне токарного станка
(рис. 1.50).

Рис. 1.50. Конструктивное оформление режущей кромки фасонного
резца:

Ь — чертежная длина детали; 10 — полная длина режущей кромки
резца; — длина дополнительной режущей кромки для проточки
канавки под отрезку; 12 — запас длины режущей кромки; I, — длина
дополнительного цилиндрического пояска

Со стороны торца резца, обращенного к патрону станка,
делается дополнительная режущая кромка длиной 1{ = 4...
5 мм под углом 15-20° для проточки канавки под последую-
щую отрезку готовой детали. Со стороны свободного торца
детали предусматривается дополнительная режущая кромка
длиной /2 = 1...2 мм под углом 45° — для гарантированного
выполнения фаски на торце детали, учитывая погрешности
подачи заготовки на длину (С + 1}). Размеры фасок на фасон-
ных резцах не корректируются. Поясок /3 = 1...2 мм вводится
потому, что режущую кромку резца нельзя закончить острым
углом во избежание высоких термических напряжений после
закалки. Общую длину режущей кромки можно определить
по формуле

А) ~ 11 + 11 + 1У

(1.71)

Для деталей, не изготавляемых из прутка, призматических,
торцовых и т.п., когда не требуется отрезка отрезным резцом,
левую сторону режущей кромки оформляют так же, как правую
на рис. 1.51.

Рис. 1.51. Призматический фасонный резец (Ш-шов)

Конструктивные размеры призматического резца по-
казаны на рис. 1.50. Рабочую часть фасонных резцов, как
правило, изготавливают из быстрорежущей стали. В целях
экономии инструментального материала резцы делают со-
ставными: сварными встык по длине или ширине резца.
На рис. 1.51 показан резец, сваренный встык по ширине.
Цельными резцы изготавливаются при ширине Ьо не более
15 мм. Все конструктивные параметры призматических рез-
цов определяются в зависимости от двух основных парамет-
ров: глубины профиля Г и ширины Ьо. Размеры «ласточкина
хвоста» А, С, Ъ, т нормализованы.

Конструктивные параметры круглых резцов определяются
наружным диаметром I) и полной шириной Ьо.
Резцы малого размера с Ьо < 15 мм (рис. 1.52, а) выполня-
ются за одно целое с хвостовиком, причем ввиду небольших сил

Рис. 1.52. Конструкции круглых фасонных резцов:
а — цельный резец с хвостовиком; б — насадной резец для
консольного крепления с зубьями на торце; в — то же, со штифтом
и зубчатой полумуфтой; г — круглый резец для обработки
отверстий (С — срез)
резания такие резцы фиксируются в державке только за счет сил
трения между плоским буртиком резца В и соответствующей
поверхностью державки при затягивании гайки, навернутой на
резьбовой конец хвостовика.

Резцы с размерами 7Э и Ьо до 30 мм выполняются насад-
ными и устанавливаются консольно на оси. Ось имеет бурт,
который входит в выточку тела резца (рис. 1.52, б). Остальные
размеры показаны на рис. 1.52, б. На правом торце резца распо-
лагают буртик с торцовыми зубьями, число которых выбирается
в пределах 32...34.

Иногда на правом торце вместо буртика с зубьями дела-
ют отверстие под дополнительный штифт с диаметром <7ш
(рис. 1.52, в), при этом зубчатый венец выполняется в отде-
льной детали.

Для круглых резцов больших размеров используется
двустороннее крепление, при этом ось резца имеет две опо-
ры, между которыми располагается тело резца. Для резцов с
двусторонним креплением выточка диаметром и длиной Ьв
не выполняется.

Литература

1. Бобров В.Ф., Грановский Г.И., ЗоревН.Н. и др. Развитие
науки о резании металлов. М.: Машиностроение, 1967.

2. Грановский Г.И., Панченко К.П. Фасонные резцы. М.:
Машиностроение, 1975.

3. Гречишников В.А., Григорьев С.Н., Кирсанов С.В. и др.
Металлорежущие инструменты: учебник. М.: Издательский
центр МГТУ, 2005.

4. Дарманчев С.К. Фасонные резцы. Л.: Машиностроение,
1968.

5. Дмитриев В. С. Режущий инструмент для автоматизиро-
ванного производства: учебное пособие. Ростов н/Д, 1990.
6. Драгун А.П. Режущий инструмент. Л.: Лениздат,
1986.

7. Еланова Т.О. Прогрессивный металлорежущий инстру-
мент. Резцы. М.: ВНИИТЭМР, 1991.

8. Климов В.И., Лернер А.С., Пекарский М.Д. и др.
Справочник инструментальщика-конструктора. М.: Машгиз,
1958.

9. Металлорежущий инструмент. Резцы: каталог. М.:
Каталог, 1993.

10. Металлорежущий инструмент ЗапФйк СоготаЫ. Основ-
ной каталог: точение — фрезерование — сверление — растачи-
вание — оснастка. 2008.

11. Прогрессивный инструмент для металлообработки. Рез-
цы для точения, растачивания, отрезки, нарезания резьбы. От-
раслевой каталог / ВНИИинструмент. М.: ВНИИТЭМР, 1992.

12. Прогрессивный металлорежущий инструмент: режущий
инструмент из сверхтвердых материалов и керамики: каталог
/ ВНИИинструмент. М.: ВНИИТЭМР, 1993.

13. Рыжкин А. А., Каганов В.С., Дмитриев В.С. Режущий
инструмент: учебное пособие для вузов. Ростов н/Д: Издатель-
ский центр ДГТУ, 2000.

14. Рыжкин А.А., Каганов В.С. Фасонные резцы: учебное
пособие для вузов. Ростов н/Д: Издательский центр ДГТУ,
2001.

15. Рыжкин А.А., Моисеев В.Г., ШучевК.Г. и др. Режущий
инструмент: альбом конструкций. Ростов н/Д: Издательский
центр ДГТУ, 2006.

16. Солоненко В.Г., Рыжкин А.А. Резание металлов и
режущий инструмент: учебное пособие. М.: Высшая школа,
2008.

17. Справочник конструктора-инструментальщика / под ред.
В.И. Баранчикова. М.: Машиностроение, 1994.

18. Схиртладзе А.Г., ЧупинаЛ.А., Пулъбере А.И., Гречиш-
ников В.А. Формообразующие инструменты в машиностроении:
учебное пособие. М.: Новое знамя, 2006.
19. Филиппов Г.В. Режущий инструмент. Л.: Машиностро-
ение, 1981.

20. Филоненко С.Н. Резание металлов. М.: Машгиз,
1963.

21. Фрайфелъд И.А. Расчеты и конструкции специального
металлорежущего инструмента, фасонные резцы, фасонные
фрезы, червячные фрезы для зубчатых деталей. М,—Л.:
Машгиз, 1959.

22. Шепсенвол А.И. Режущий инструмент в приборострое-
нии: учебное пособие для приборостроительных специальностей
вузов. М.: Оборонгиз, 1954.
2. ИНСТРУМЕНТЫ
ДЛЯ
ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ

2.1. Сверла [4, 12, 10, 7, 11, 5, 3, 2, 8, 9]

Сверло является одним из самых распространенных метал-
лорежущих инструментов, предназначенных для образования
отверстий в сплошном материале, а также для увеличения
методом рассверливания диаметра предварительно подготов-
ленного отверстия. Точность обработки отверстий — ЦП, 1Т12,
шероховатость обработанной поверхности — 4-5-й класс.

Специализированные инструментальные заводы России
производят спиральные сверла из быстрорежущей стали с кони-
ческим и цилиндрическим хвостовиком диаметром 0,1...80 мм
(ГОСТы 886-77, 2092-77, 10902-77, 10903-77, 12121-77, 12122-77
и др.), цельные твердосплавные диаметром 0,2... 12 мм (ГОСТы
17273-71...17277-71) и с припаянными пластинами твердого
сплава диаметром 1,2... 12,4 мм (ГОСТ 5766-81Е).

В настоящее время в машиностроении применяется более
2 тысяч типов сверл, весьма многообразных по конструктив-
ным и геометрическим параметрам и существенно отличаю-
щихся от стандартных спиральных сверл. Использование в
промышленности специальных сверл обусловлено увеличением
требований к качеству отверстий и появлением новых конструк-
ционных материалов (труднообрабатываемых сталей и сплавов,
пластмасс, легких сплавов и др.), поэтому конструкции сверл
по их применяемости для сверления различных материалов
можно разделить условно на следующие группы:

— универсальные сверла;

— сверла для твердых и особо твердых материалов высокой
прочности;

— сверла для цветных металлов и их сплавов (включая
твердые и неслоистые пластмассы);

— сверла для легких металлов, дающих сливную стружку
(включая легкие и слоистые пластмассы);

— сверла для сверления глубоких отверстий;

— сверла для точных отверстий;

— сверла для сверления других материалов (мрамора,
стекла).

2.1.1. Особенности геометрии и конструкции
универсального (спирального) сверла

Типичным представителем сверлящего инструмента явля-
ются универсальные (спиральные) сверла.

Спиральное сверло состоит из следующих частей (рис. 2.1):
режущая часть 1, транспортирующая часть 2, шейка 3, хвосто-
вик 4 и лапка 5.

Рис. 2.1. Конструкция спирального сверла
Режущая часть сверла. Участки сверла, производящие ре-
зание, образуют режущую часть сверла. Режущая часть имеет
две главные 1, две вспомогательные 2 и одну поперечную 3
режущие кромки (рис. 2.2). Главные режущие кромки накло-
нены к оси сверла под углом ср — главным углом в плане.
Обычно рассматривают не угол ср, а его удвоенное значение
2ср — угол при вершине. Значения угла 2<р для стандартных
быстрорежущих сверл принимают в пределах 118... 120°, а для
твердосплавных сверл — 130...140° [2, 4, 10].

Рис. 2.2. Режущая часть сверла

Поперечная кромка 3 с проекциями режущих кромок об-
разует угол \р — угол наклона поперечного лезвия; обычно
\р = 50...55°.

Передний угол главных режущих кромок у определяется
в нормальном сечении У-Уи является величиной переменной.
Наибольшее его значение на периферии сверла, а наимень-
шее — в центре. Его максимальное значение находится по
следующей зависимости:
1^ = ^^-. (2.1)

Передний угол может быть определен и в цилиндрическом
сечении — в каждой точке режущей кромки он равен углу
наклона винтовой канавки:

(2.2)

Задний угол главных режущих кромок сверла, как и пере-
дний, может измеряться в двух сечениях: в цилиндрическом
а и нормальном аЛ,. Эти углы связаны между собой зависи-
мостью

• ШУд, = (2.3)

Задние углы являются переменными; минимальное зна-
чение они принимают на периферии сверла. Для стандартных
сверл из быстрорежущей стали а принимается равным 8... 15°,
для твердосплавных сверл а = 4...6°.

Угол наклона винтовых канавок сверла со оказывает влия-
ние на прочность и жесткость сверл, а также на стружкоотвод.
Рекомендуются следующие значения углов со: для обработки
хрупких материалов (чугун, бронза и др.) со = 10...16°; для
обработки материалов средней прочности и вязкости (конструк-
ционные стали) со = 25...35°; для обработки вязких материалов
(алюминий, медь) со = 35...45°.

Иногда кроме угла со задается и шаг винтовых канавок:

(2.4)

где О — диаметр сверла; со — угол наклона стружечной канавки
на диаметре О.

Транспортирующая часть сверла (рис. 2.3) предназначена
для удаления стружки из зоны резания и служит для направле-
ния сверла в отверстии ленточками/0. Ширина ленточек должна
быть возможно меньшей для снижения трения об обрабаты-
ваемое отверстие, но вместе с тем и такой, чтобы обеспечить
95
достаточную прочность ленточек. Ширину ленточки следует
выбирать по формуле

/0 = (0,1 ...0,5)^.

(2.5)

Рис. 2.3. Форма поперечного сечения транспортирующей части
сверла

Ленточки по длине сверла имеют обратную конусность в
пределах 0,03.. .0,12 мм на каждые 100 мм длины сверла — для
быстрорежущих сверл и 0,1...0,2 мм — для твердосплавных
сверл.

Диаметр сердцевины сверла К принимается равным (0,125...
0,145)^ и с целью упрочнения инструмента увеличивается к
хвостовику сверла (до 1,7 мм на 100 мм длины).

Диаметр спинки сверла д выбирают по зависимости
д = (0,99...0,98К

Угол стружечной канавки сверла 0 обычно равен углу
спинки или больше него на 2...3°. Исходя из этого, определя-
ется ширина пера Во в нормальном к оси сечении. На чертеже
инструмента обычно указывается ширина пера В в сечении,
нормальном направлению стружечной канавки, связанная с Во
зависимостью

В = . (2.6)

СОЗ СО

Радиусы дуг, образующих профиль винтовой канавки свер-
ла, принимаются равными = (0,75...0,9)г/и г = (0,22...0,28)<7,
а центры дуг лежат на прямой, проходящей через центр попе-
речного сечения сверла.

Шейка выполняется только у сверл с коническим хвостови-
ком и служит для выхода шлифовального круга, а также для
маркировки сверла.

Хвострвики спиральных сверл изготавливаются цилин-
дрическими или коническими с конусами Морзе, которые
стандартизированы ГОСТ 25557-82.

Лапка служит для выбивания сверла из шпинделя или из
оправки.

Отечественный и зарубежный опыт показывает, что на
стойкость сверл влияет большое число факторов, главными
из которых являются:

— точность выполнения режущих элементов сверл;

— геометрия режущей части: двойной угол при вершине
2<р, угол наклона винтовой стружечной канавки со, задний
угол а;

— способ заточки;

— жесткость инструмента и системы СПИД, а также вели-
чина вылета сверла;

— применяемые режимы резания и условия эксплуатации
сверл.

Обобщенные данные отечественного и зарубежного пе-
редового научно-технического опыта позволяют определить
главные направления в развитии современных конструкций
быстрорежущих спиральных сверл:

1. Повышение динамических характеристик сверла — про-
чности, жесткости и виброустойчивости — за счет установления
рациональной толщины сердцевины, увеличения диаметра
спинки сверла, уменьшения длины спирали и вылета сверла,
применения различных методов заточки сверла и подточки
сердцевины, применения термообработки, обеспечивающей
максимальную прочность и жесткость, увеличения жесткости
крепления сверла путем применения конических цапф для ци-
линдрических сверл, изыскания новых конструкций и т. д.

2. Повышение точности выполнения геометрических пара-
метров режущей части сверла — приближение к идеальному
сверлу, которое имеет нулевое биение ленточек на всей длине
спирали и полную симметричность лезвий.

3. Изыскание и применение современных инструменталь-
ных материалов для изготовления спиральных сверл, обеспе-
чивающих высокую красностойкость при высокой прочности
и достаточной упругости, например, заменой быстрорежущей
стали Р6М5 в тяжелых условиях сверления на стали повышен-
ной производительности.

4. Улучшение структуры и термообработки сталей при-
менением быстрорежущих сталей с минимальной карбидной
неоднородностью, обеспечивающих получение гарантирован-
ной термообработки по единой технологии для данной марки
стали.

Конструкции спиральных сверл. Не рассматривая под-
робно всего многообразия существующих конструкций сверл,
форм режущей части, подточек перемычки и ленточек, про-
анализируем лишь некоторые конструкции, удовлетворяющие
первому, главному требованию в совершенствовании спираль-
ных сверл — увеличению динамических характеристик сверла
[4, 5].

2.1.2. Шнековые сверла [11, 7]

Эти сверла разработаны минским СКБ АЛ и предназначены
для образования глубоких отверстий в чугунных и стальных
деталях без периодических выводов инструмента для удаления
стружки.
Особое значение имеет применение шнековых сверл
на агрегатных станках и автоматических линиях, где ранее
широкое распространение имел способ сверления глубоких
отверстий стандартными сверлами, сопровождавшийся
периодическим выводом их из отверстия. Недостатком та-
кого способа были малая производительность, связанная с
низкими режимами резания и потерей времени на периоди-
ческие выводы сверла, невозможность сверления глубоких
отверстий на вертикальных станках, усложнение конструкций
станков, связанное с необходимостью обеспечения ступен-
чатой подачи силовых головок.

Шнековое сверло (рис. 2.4) имеет ряд особенностей:

1) увеличенный угол наклона винтовой канавки <л = 45...60°
(у стандартных — 33°);

2) форма канавок треугольная. В осевом сечении профиль
канавки образован двумя прямыми, сопряженными дугой ок-
ружности; передняя поверхность перпендикулярна оси сверла,
а затылок переходит непосредственно в ленточку;

3) толщина сердцевины в 2...3 раза выше, чем у стандар-
тных сверл, составляет (0,3...0,35)<7 и постоянна по длине
сверла;

4) передняя и задняя поверхности плоские;

5) углы режущей части не зависят от угла наклона винтовой
линии со, так как получаются специальной заточкой передней
поверхности. Это дает возможность получения нужных, с точки
зрения стойкости, углов резания и обеспечивает необходимое
направление схода стружки, а также ее дробление;

6) ширина ленточки / составляет 0,5...0,8 от размера лен-
точки стандартных сверл (у стандартных сверл диаметром
1...50 мм/ = 0,2...2 мм;

7) инструмент условно разделяется на две части: режущую
и транспортирующую.

Показанная на рис. 2.4 геометрия и форма заточки пе-
редней поверхности применяется для сверления без вывода
инструмента отверстий глубиной (30...40Хв чугуне. Стойкость
таких сверл диаметром 12 мм при сверлении СЧ 15...32 (5 =
= 0,207 мм/об, V = 18,8 м/мин, Ь = 160 мм) выше стандарт-
ных более, чем в 10 раз.
а=12...18 ’

-35*

Рис. 2.4. Элементы конструкции и геометрии шнекового сверла
для обработки чугуна

Увеличенный угол со и специальный профиль стружечных
канавок обеспечивает надежное удаление стружки из зоны
резания. Благодаря уменьшению шага стружечных канавок р
обеспечивается лучшее направление сверла в кондукторных
втулках и обрабатываемом отверстии, что уменьшает увод
сверла.

Для обработки шнековыми сверлами глубоких отверстий
в сталях указанная на рис. 2.1 заточка не применима, так как
не обеспечивается стабильное дробление стружки, из-за чего
возможно заклинивание сверла и его поломка.

В Белорусском политехническом институте проведены
исследования оптимальной формы режущей части шнековых
сверл, обрабатывающих сталь на глубину до 35<7, и найдены
параметры заточки шнековых сверл для обработки сталей 20Х,
40Х и 45 (рис. 2.5):

2ф = 90°; а = 14...15°; у = 14...15°; ф = (0,18...2,0)6?,
в = (0,13...0,14)с7; с = (0,16...0,17)с/;/= 0,6 мм.

Рис. 2.5. Геометрия шнековых сверл для обработки стали

Стойкость шнековых сверл для обработки стальных деталей
в среднем в 1,5 раза выше обычных, что позволяет использовать
их на агрегатных станках и автоматических линиях.

2.1.3. Сверла НПИЛ [7, 11]

Сверло конструкции научно-производственной лаборатории
Куйбышевского политехнического института (НПИЛ) от стан-
дартного отличается следующими элементами (рис. 2.6):

1) так же, как и шнековое, это сверло имеет две части:
режущую и транспортирующую;

2) повышенное значение угла со, равное 45°;

3) передние углы не зависят от угла со, а обеспечиваются
специальной заточкой;

4) сверло НПИЛ имеет повышенную жесткость и про-
чность за счет усиления сердцевины, диаметр которой равен
Рис. 2.6. Элементы конструкции и геометрии сверла НПИЛ

К = (0,3...0,35)6? —для углеродистых и легированных сталей,
а также цветных металлов, и К = (0,4...0,5)б/ — для трудно-
обрабатываемых сталей и сплавов;

5) корытообразная форма стружечной канавки в сечении,
нормальном к винтовой канавке, обеспечивает транспортировку
стружки, дробимой дуговым порожком радиуса К на передней
поверхности.

Сверла НПИЛ рекомендуются применять как сверла общего
назначения для обработки различных сталей, чугуна, бронзы
и других материалов в условиях серийного и массорого произ-
водства при глубинах сверления (4...5)<7 (по данным ВНИИ).
Стойкость сверл НПИЛ до 2,2 раз выше стандартных, а до-
пустимые ломающие подачи в 1,2... 1,5 раза выше, чем для
стандартных сверл.

К недостаткам конструкции НПИЛ следует отнести:

1) повышенную в 1,5...2,5 раза трудоемкость переточки
их в сравнении со стандартными сверлами за счет усложнения
технологии заточки передней поверхности и увеличения слоя,
подлежащего переточке;

2) необходимость выводов сверла из отверстия, так как
при сверлении на глубину (7...10)б? наблюдается прессование
стружки и ее задержка в канавках сверла.
2.1.4. Сверла с увеличенным диаметром спинки
И, 1П]

На Вильнюсском заводе сверл были проведены сравнитель-
ные исследования прочности сверл, изготовленных из одной
партии материала и подвергнутых одинаковой термической и
механической обработке. При постоянных значениях углов со,
2ср и диаметра <1 изменялась толщина сердцевины и диаметр
спинки, и была получена зависимость разрушающего крутящего
момента М , характеризующего прочность сверла, от диаметра
спинки (рис. 2.7).

Рис. 2.7. Влияние размера спинки сверла на прочность спиральных
сверл: сверла 08 мм из Р18, со = 27°, 2<р = 118°

На основании этих результатов рекомендуется применять
сверла с д = с/ - (0,4...0,6) и величиной К = (0,18...0,23)с/.
Дополнительно было установлено, что прочность сверл уве-
личивается в среднем на 10% для фрезерованных сверл со
шлифованными канавками и на 19...40% для сверл с прока-
танными канавками.

В работах В.И. Жилиса была установлена эксперименталь-
ная связь между прочностью и стойкостью:

ДТ = ДМ^, (2.7)

где ДТ — прирост стойкости сверла; АМкр — прирост прочности
сверла на скручивание.
Для сверл со шлифованной спинкой и канавкой, по сравне-
нию с фрезерованной спинкой и канавкой, ожидается увеличе-
ние прочности примерно в 1,3 раза, а увеличение их стойкости,
согласно формуле (2.6), — более чем в 2 раза по отношению
к фрезерованным.

2.1.5. Спиральные сверла с затылованными
ленточками

Известно, что максимальный износ сверл наблюдается
на периферийном участке главных лезвий (по уголкам). На
направляющих цилиндрических ленточках, в особенности при
обработке вязких сталей, очень часто образуются налипы, спо-
собствующие возникновению вибраций и снижению стойкости
сверла.

Цилиндрическая форма направляющих ленточек обеспе-
чивает направление инструмента в отверстии, кроме этого,
у уголков направляющие ленточки выполняют роль вспомо-
гательных лезвий. Цилиндрическая форма вспомогательных
лезвий обуславливает их совершенно неудовлетворительную
геометрию (с^ = 0 и ф] близки к 0), в результате чего наблю-
дается высокий износ периферийных уголков.

Различные формы подточки направляющих ленточек сверл
(рис. 2.8) улучшают геометрию вспомогательных режущих кро-
мок, что способствует значительному повышению стойкости,
снижают налипание, но их нельзя считать универсальными.

Конструкция сверл с затылованными ленточками (рис. 2.9)
устраняет налипание на направляющих ленточках сверл и улуч-
шает геометрию вспомогательных режущих кромок.

Ленточки в этом случае заточены наостро под углом =
= 5...6° на всей их длине, причем ленточка образована или
при помощи плоскости (рис. 2.9, а), или переходит в дуговую
спинку (рис. 2.9, б). Затылование ленточек осуществляется на
круглошлифовальном станке в центрах, причем операция заты-
лования производится вместо чистового наружного шлифова-
Рис. 2.8. Формы подточки ленточек сверл:
а — стандартная ленточка; б — ленточка подточена на длине

I с оставлением фаскифп под углом а; = 6...8°, I = 2...5 мм;
в — ленточка подточена по всей ее длине с оставлением фаски
/п = 0,2...0,4 мм; г — ленточка и спинка образованы двумя углами
а; = 5...6° и а2 = 10...110 (например, у сверл НПИЛ)

Рис. 2.9. Геометрия затылованных ленточек сверла

ния. После затылования одной ленточки сверло поворачивается
на 180°, и производится обработка второй ленточки.

Стойкостные исследования по стали, чугуну и алюминию
показали, что сверла с затылованными ленточками в 1,5-3 раза
долговечнее, чем стандартные. Увод сверла, а также искаже-
ние размеров и геометрии отверстий (разбивка, эллипсность и
конусность) практически одинаковы в случае обработки обыч-
ными сверлами и сверлами с затылованными ленточками.
Исключение составляет алюминий, где разбивание отверстий,
обработанных сверлами с затыловочными ленточками, выше.
Некоторое увеличение трудоемкости операции шлифования на-
правляющих ленточек компенсируется увеличением стойкости
сверл и уменьшением их расхода.
2.1.6. Сверла с механическим креплением пластин
твердого сплава

Сверла с механическим креплением многогранных не-
перетачиваемых пластин (МНП) твердого сплава (рис. 2.10)
выполняются с прямыми или винтовыми канавками и, как
правило, имеют каналы для подачи охлаждающей жидкости в
зону резания. Такие сверла предназначены для обработки ко-
ротких отверстий (с глубиной до трех диаметров) в различных
материалах с диаметрами от 18 мм.

Рис. 2.10. Конструкция сверл с неперетачиваемыми пластинами
твердого сплава

В отличие от универсальных спиральных сверл с сим-
метричным расположением главных режущих кромок свер-
ла с МНП оснащаются, в зависимости от диаметра, двумя
(рис. 2.10, а) или тремя (рис. 2.10, б) разными по форме не-
симметрично расположенными пластинами, которые имеют
стружколомающие канавки. Одна из пластин с углом в плане,
близким к 180°, располагается ближе к периферии инструмента,
а другая — к центру. Для сверл больших диаметров (65-80 мм)
используется и третья пластина, заполняющая промежуток
между первыми двумя, при этом крепление трех пластин осу-
ществляется в кассетах, закрепленных механически в корпусе
сверла (рис. 2.10, б).

Недостатком сверл с МНП является неуравновешенность
усилий резания, так как радиальные силы Рг (рис. 2.11) стре-
мятся отклонить сверло от направления подачи. Пластины
на сверле следует подбором углов е и ® располагать таким
образом, чтобы результирующие силы Р на каждом пере были
параллельны и равны по величине.

Сверла с МНП отличаются высокой жесткостью, допускают
при обработке стали скорости резания до 150 м/мин и подачи,
в 3 раза превышающие подачи для обычных инструментов.

Рис. 2.11. Схема распределения усилий на сверле

2.1.7. Расчет спиральных сверл на прочность
[7, 5, 3]

При расчете напряжений от изгиба сверло рассматривается
как консольная балка, нагруженная неуравновешенной радиаль-
ной силой Р. Расчет напряжений изгиба в произвольной точке
любого сечения можно производить по формуле

уМ кт а гМ соз а
ст = ------+--------

Л Л

(2.8)

где М — изгибающий момент в произвольном сечении В-В
(рис. 2.12), [М — Р(1 —х)]; Р — равнодействующая сила; I —
длина вылета сверла; х — расстояние от заделки до рассматри-
ваемого сечения; у, г — координаты рассматриваемой точки;
а — угол разворота рассматриваемого сечения относительно
сечения А-А заделки; и Д — главные моменты инерции
сечения.

Рис. 2.12. К расчету сверл на прочность

Продольный изгиб наблюдается при нагружении сверла
осевой силой Р при этом критические напряжения равны

кр О

(2.9)

Расчет сверл на продольный изгиб производится по зави-
симости

кр /2(1 + У /У ) ’
к1 ’ *'пнп ' ч/тах/

(2.10)

где Е — модуль упругости при растяжении; /т.п, /тах — на-
ибольший и наименьший моменты инерции сечения сверла.

Для сверл с коническим хвостовиком целесообразно рас-
четным путем определить размеры конуса, чтобы не допустить
проворота сверла в коническом отверстии оправки.

Определим максимальный крутящий момент, который
может передать конус хвостовика сверла, т.е. момент, по до-
стижении которого будет наблюдаться проскальзывание.
Осевое усилие Ро сжимает две конические поверхности
(рис. 2.13), и между ними возникает трение, момент которого
определяется по формуле

М = }рЕг ,

•> г Пр">

(2.И)

где/ — коэффициент между трущимися поверхностями; р —
среднее удельное давление; Р — площадь соприкасающихся
поверхностей; г — приведенный радиус трения соприкасаю-
щихся поверхностей:

(2.12)

Рис. 2.13. К расчету хвостовика спирального сверла

Расчетный крутящий момент М, исходя из максимального
крутящего момента М , будет равен

Ч = (2.13)

где р = 1,25... 1,5 — коэффициент запаса сцепления.

Для устранения проскальзывания необходимо, чтобы

М = М, ВМ =ТрРг .

р 1 ~ кр '' * ср

(2.14)
Удельное давление определяется по зависимости

(215)
г вша

где а — половина угла при вершине конуса.

Тогда

(2-16)
р р 8ш а

а с учетом погрешности изготовления конических поверх-
ностей

М =2_2_^(1_о,О4Д0), (2.17)

кр р зга а

где ДО — суммарная погрешность изготовления угла ® кони-
ческих поверхностей, измеряемая в минутах.

Отношение М к Рй для конструкционных сталей можно
принять приблизительно равным 0,42), однако, с увеличением
износа это соотношение может достигать 1,225. Тогда из (2.17)
получим

^- = 1,20 = ?Гср (1-О.О4Д0),

Ро Р 81п а

или окончательно

_ _ 1,22)р 8ш а

Гср ~Т~ /(1-0,04ДО)'
2.1.8. Заточка спиральных сверл [10, 7, 11, 8, 9, 2[

Геометрия передней поверхности стандартных спиральных
сверл, как правило, постоянна, а величина переднего угла
зависит от конструктивных элементов сверла (его диаметра,
толщины сердцевины), углов со и 2ф.

Задние углы могут изменяться в широких пределах в за-
висимости от способа получения задней поверхности (метода
заточки) и параметров настройки сверлозаточных станков и
приспособлений.

В зависимости от характера движений инструмента и последо-
вательности заточки лезвий сверла различают заточку непрерыв-
ную и раздельную. Как правило, непрерывная заточка осуществля-
ется по винтовой поверхности и используется для заточки сверл
при их изготовлении в специализированном инструментальном
производстве; раздельная заточка применяется при переточках
сверл и имеет две разновидности — коническую и плоскую.

Винтовая форма задней поверхности сверла обеспечивается
вращательным движением инструмента и одновременным пос-
тупательным и вращательным движением шлифовального кру-
га. Процесс винтовой заточки может быть автоматизирован.

При конической заточке задняя поверхность сверла является
частью поверхности конуса вращения, ось которого относительно
оси сверла смещена на величину К и составляет с ней угол в, а рас-
стояние от вершины конуса до оси сверла равно Н (рис. 2.14).

Известны две разновидности конической заточки: метод
Уошборна (е = 20° или 45°) и метод Вайскера (в = 90°).

Для получения положительных задних углов на сверле
необходимо, чтобы К > а. Но обычно при заточке по конусу
задаются не величинами а., Ни К, а отношениями КЮ и Я/О;
например, для метода Уошборна Н/И = 1,8; К/И = 0,17.

При плоской заточке задняя поверхность сверла является
частью одной или двух плоскостей (рис. 2.15). Плоская заточка
по сравнению с другими способами имеет ряд преимуществ:

1) простота заточки;

2) не требуется специальных сверлозаточных станков и
приспособлений; ее можно осуществить на универсально-за-
точном станке;
Рис. 2.14. Схема заточки сверла по конической поверхности

Рис. 2.15. К определению заднего угла на сверле при плоской
заточке
3) достаточная точность заточки;

4) стойкость сверл с плоской заточкой при сверлении угле-
родистых сталей одинакова или выше в 1,4-5 раз, чем у сверл,
заточенных на конической поверхности; при сверлении жаро-
прочной стали 1Х18Н9Т сверлами 05,5 мм стойкость при плос-
кой заточке на 16...37% выше, чем по методу Уошборна.

При всех способах заточки задний угол в цилиндрическом
сечении является переменным, увеличивающимся к центру.

Главный задний угол на лезвии сверла
при плоской заточке

Главный задний угол на сверле определяется как угол
между плоскостью резания и касательной к линии пересечения
задней поверхности сверла с цилиндром, ось которого совпадает
с осью сверла, а радиус равен радиусу-вектору текущей точки
на лезвии сверла.

Чтобы найти выражение для определения заднего угла,
необходимо (рис. 2.15):

1) найти уравнение задней поверхности (плоскости Р) в
системе координат, связанной со сверлом;

2) найти уравнение цилиндра, ось которого совпадает с осью
сверла, а направляющей служит окружность хг + у2 = гй92,
где г — текущий радиус, проведенный из начала координат в
точку на лезвии сверла;

3) найти линию пересечения задней поверхности с цилинд-
ром и провести к ней касательную в точке на лезвии сверла;

4) искомый угол а определится как угол между этой каса-
тельной и плоскостью резания в точке на лезвии сверла.

Так как режущие лезвия у сверла смещены от диамет-
ральной плоскости на величину, равную половине толщины
сердцевины, то при вращении сверла они опишут условную
поверхность резания — однополостный гиперболоид вращения.
Положение плоскости резания как касательной к гиперболоиду
для текущей точки лезвия будет изменяться.

Расположим сверло в системе координат таким образом, что-
бы его ось совпадала с осью 02, главные лезвия были параллельны
оси ОУ и их продолжения пересекали ось ОХ (рис. 2.16). Допус-
X

Рис. 2.16. Система координат, связанная со сверлом

тим, что лезвия сверла прямолинейны. Уравнение плоскости Р
можно определить как проходящую через три точки: О, Ви А.

Координаты текущей точки А:

хА = а (половина толщины сердцевины); уА = а сС§ (из
А4ДЛ 2, = уА сщ ф (из Д ОЛЛ,); г, = а с1§ цгсг§ ф.

Координаты точки В:

хв = а'> у в = а у (из Д ОВД,); гв = ув ф (из Д В>ВВ,);

гв = а сг§ ф с1§ ф.

Координаты точки Оу.

хО, = 0; уО, = = а с!§ фсг§ ф.

Уравнение плоскости Р в общем виде:

х - у - У! г - г,

Уг-Ух 22-А =0

*з"*1 Уз-У1 2з-2!
а ас!§ф О

=0 (2.19)

а ас1§цх асг§р.л с1§ф-ас1§фсг§ф

Раскрыв определитель, после преобразований получим
уравнение плоской задней поверхности:

х с1§ ф сг§ ф - у сг§ ф + г - а сг§ ф сг§ ф = 0 (2.20)

Линия пересечения задней поверхности с цилиндром опре-
деляется совокупностью уравнений
а

Р(г; у; г) = х с1§фсг§ф - усг§ф + г - а сг§фс1§ф = 0

Ф(г;у;г) = х2 + у2 - гх = 0

Как известно из дифференциальной геометрии, касатель-
ную к пространственной кривой, например, определяемой
уравнением (2.21), можно определить касательным векторо л
к ней в рассматриваемой точке:

<1г = / Ох + у <7у +к (2.22)

модуль которого

\(1г\=у1<1х2 + Лу2 + <7г2 , (2.23)

где г — радиус-вектор точки Л на лезвии сверла: Ох, Оу, йг — ко-
ординаты вектора (рис. 2.17).

Тогда а определится как угол между касательным вектором
аг к линии пересечения поверхности Р с цилиндром и плоскос-
тью ХОТ, в которой расположены компоненты касательного
вектора I йх и у йу, т. е. между вектором и его проекцией на
плоскости ХОТ (рис. 2.17):

ьж ьт аг

1§сс =---= , = г ------- . (2.24)

АМ у/АХ2 + ХМ2 ^0х2 + Оу2
Рис. 2.17. Касательный вектор к линии пересечения задней
поверхности сверла с цилиндром

Линия пересечения плоскости Р с цилиндром определяется
уравнением (2.20), а координаты касательного вектора к ней
равны

с1х = А

дР дР
ду Эг
ЭФ ЭФ
Эу Эг

<1у = А

дР

Эг
ЭФ

Эг

дР

Эх
ЭФ

Эх

дР дР

Эх

ЭФ

Эу

ЭФ

Эх Эу

(2.25)

где А. — произвольная функция от х, у и г.

Найдем частные производные в (2.25) при условии, что
касательный вектор проходит через точку А на лезвии сверла:

дР ЭФ ЭФ ।

— = с(йусг§<р; — = 2х; лНх=*, = 2а’

Эх Эх Эх 1

дР — = -с1вф; Эу эф Эф । „
дг ^ = 0; =0. Эг Эг |г’г"

<1х = А.(-с(§ ф 0 - 2а сг§ 1) = А. (-2а сф цх),

<1у — А.(1,2а - 0 с1§ \у с1§ ф) = А. 2а,
&. = Х.(с(§ ф сг§ ф • 2а с(§ + 2а с(§ <р) =

, „ ,. Х2асЩфсо8(ф-и )

= л 2а сщ ф(сг§ ф с(§ ф + 1) = ---—------—— .

8Шф8ШЦ.1

[$а - с1^ СО5(У ~ Их)

л/йт2 + ду1 Л 2а зт ф 8ш цл. >/1 + с(§2 цг

или

|8сс°^-->‘,). (2.26)

81П ф 1§ф

Из формулы (2.25) видно, что главный задний угол при
заточке сверла по плоскости непостоянен и зависит от располо-
жения точки на лезвии сверла (угол цг). Предельным значением
является угол ф, значит, соз (ф - цг) = 1 для точки В, при
этом угол а имеет максимальное значение.

Задние углы в других сечениях сверла при плоской
заточке

Аналогичным образом можно получить задние углы в дру-
гих сечениях сверла. Для этого надо знать уравнение соответс-
твующей плоскости (нормальной, продольной), а касательный
вектор проводить к линии пересечения задней поверхности с
нормальной или продольной плоскостью.

Нормальный угол

ад, = СО8 ф с!§ ф. (2.27)

йд, для плоской заточки величина постоянная.

Продольный угол

% = С05 Ф с18 V- (2.28)

После совместного решения уравнений (2.27) и (2.28) по-
лучим

а,, = а„р 8т ф. (2.29)
2.2. Зенкеры [7, 5, 10,3]

Зенкеры представляют собой многолезвийные инструмен-
ты, применяемые для увеличения диаметров отверстий с целью
повышения их точности и снижения шероховатости, а также
для получения отверстий заданного профиля и для обработки
торцовых поверхностей. Достижимая точность обработки зен-
керами — 1Т9...1Т10, шероховатость обработанной поверхнос-
ти — до =2,5 (6 класс).

Зенкеры различаются:

• по виду обрабатываемых поверхностей:

— цилиндрические — для увеличения диаметра цилинд-
рических отверстий (рис. 2.18, а);

— цилиндрические с направляющей цапфой — для об-
работки цилиндрических углублений под головки винтов
(рис. 2.18, б);

— конические — для обработки конических отверстий
под головки винтов, центровых отверстий и снятия фасок
(рис. 2.18, в);

— торцовые — для зачистки торцовых поверхностей
(рис. 2.18, г);

— комбинированные (ступенчатые, фасонные);

• по способу крепления:

— хвостовые с коническим или цилиндрическим хвосто-
виком;

— насадные;
• по конструкции:

— цельные;

— сборные;

— с напаянными и со вставными режущими зубьями;

• по виду инструментального материала:

— быстрорежущие;

— твердосплавные, в том числе и с неперетачиваемыми
пластинами;

• по форме стружечных канавок:

— прямозубые;

— с винтовым зубом.

2.2.1. Конструктивные элементы
и геометрические параметры зенкеров

Цилиндрический хвостовой зенкер (рис. 2.19) имеет ре-
жущую часть 1, калибрующий участок 2, рабочую часть 3,
шейку 4, хвостовик 5, лапку 6.

Рис. 2.19. Конструктивные элементы цилиндрического хвостового
зенкера

Режущая часть зенкера. Геометрические параметры зен-
кера покажем на примере насадного зенкера, оснащенного
твердым сплавом.

Зенкер — многозубый инструмент, обычно г = 3-4, реже
х = 6. Каждый зуб зенкера имеет три лезвия (рис. 2.20):
1-2 — главное, 2-3 — переходное и 3-4 — вспомогатель-
ное. Эти лезвия имеют соответствующие углы в плане: ср =
= 60...75° — для твердосплавных зенкеров, ср = 45...60° —
для зенкеров из быстрорежущей стали. Угол наклона главного
лезвия X у зенкеров обычно имеет отрицательную величину и
выбирается в пределах X = -(5... 15°).

Углы резания зенкеров выбираются в зависимости от обра-
батываемого материала. Задний угол а = 8...10°; его величина,
как и у сверл, переменна по длине лезвия. Передний угол у
измеряется в нормальном сечении № и имеет следующие
значения: для алюминия, латуни —у = 25...30°, мягкой стали
у = 15...20°, стали средней твердости у = 8...12°, для чугуна
средней твердости 6...8° и твердой стали и чугуна — 0...50.

Рис. 2.20. Геометрические параметры зенкеров

Угол наклона стружечной канавки со выбирается в зависи-
мости от свойств обрабатываемого материала: для чугуна —
со = 0°, а в остальных случаях со = 10...30°, причем 10° — для
обработки твердых материалов, а большее значение — для
мягких и вязких материалов.

Переходное лезвие 2-3 образуется в месте стыка главного и
вспомогательного лезвий. Оно выполняется у твердосплавного
120
инструмента, а также у инструмента, предназначенного для об-
работки стальных деталей; обычно / = 0,8...1 мм. У переходного
лезвия главный угол в плане <р0 = 0,5ср и задний угол а0 = а.

Калибрующая часть зенкера на длине вспомогательного
лезвия 3-4 имеет цилиндрическую ленточку/ = 0,8... 1,2 мм (на
каждом зубе) и обратный конус 0,04...0,1 мм на 100 мм длины
рабочей части. Фактически обратная конусность определяется
вспомогательным углом в плане ср, (см. рис. 2.20), который
выбирается в пределах 1...2°.

Диаметр цилиндрического зенкера выбирается в зависимости
от его назначения — для обработки отверстия под последующее
развертывание (I тип) и для окончательной обработки (II тип).

2.2.2. аРасчет исполнительных размеров зенкеров,
для цилиндрических отверстий [9, 7]

Наружный диаметр зенкера соответствует диаметру оконча-
тельно обработанного отверстия. Для зенкеров I типа диаметр
калибрующей части равен номинальному диаметру оконча-
тельно обработанного отверстия, а предельные отклонения на
размер (допуски) выбираются с учетом величины припуска под
последующую обработку, например, под развертывание.

Найдем исполнительные размеры зенкера для подготовки
отверстия под последующее развертывание, например 045Н9
(45+0’0б2). Схема полей допусков показана на рис. 2.21.

Рис. 2.21. Схема полей допусков для расчета исполнительных
размеров зенкера I типа
здесь а — минимальная величина припуска под развертывание,
а а = А, - А] — допуск на неточность изготовления зенкера.

Исполнительный размер зенкера этого типа по диаметру
калибрующей части равен

= (45 - 0,29)_С0 48 _029) = 44, 71^ мм.

Для зенкеров II типа, предназначенных для окончательной
обработки отверстий, диаметр калибрующей части выбирается
по диаметру отверстия с учетом допуска на изготовление, вели-
чины разбивки и запаса на износ. Величина разбивки отверстия
составляет 0,3...0,4 допуска на обрабатываемое отверстие, т. е.
а = (0,3...0,4) 8от.

Пример-, найти исполнительные размеры зенкера для окон-
чательной обработки отверстия диаметром 45 НИ (45+016), т. е.
рассчитать исполнительный размер нового зенкера <1и, величину
разбивки отверстия «а», запас на износ инструмента «Ь» и размер
предельно изношенного зенкера (1 .

Предельные отклонения зенкера II типа диаметром 45
составляют: 2)1 = +0,1 и 2)2 = +0,05 мм. Построим схему
полей допусков (рис. 2.22), откуда исполнительный размер
нового зенкера, как и в предыдущем случае, равен

Рис. 2.22. Схема полей допусков для расчета исполнительных
размеров зенкеров II типа
Величина разбивки отверстия

а = Б - (1 = 45,16 - 45,10 = 0,6 мм.

Запас на износ инструмента «Ь» находится из схемы распо-
ложения полей допусков. Из рис. 2.22 имеем

Ь = а + Д2 = 0,06 + 0,05 = 0,11 мм.

Размер предельно изношенного зенкера

6? = Б - л = 45 - 0,06 = 44,94 мм.
пзн тах ’ ’

2.2.3. Конструкции зенкеров с МНП [3]

В последние годы в связи с широким распространением
МНП появились конструкции зенкеров, режущая часть которых
оснащена этими пластинками. Известны два варианта конструк-
ции этих зенкеров: без деления срезаемого слоя (рис. 2.23) и с
разделением срезаемого слоя (рис. 2.24).

<21:30

Рис. 2.23. Конструкция зенкера, оснащенного МНП, без деления

срезаемого слоя
Рис. 2.24. Схемы работы зенкеров, оснащенных МНП, с
разделением срезаемого слоя

Режущая пластинка 1 (см. рис. 2.23) закрепляется в кор-
пусе 2 с помощью тяги 3, которая перемещается в осевом на-
правлении винтом 5, благодаря упорному диску 4. Геометрия
таких зенкеров следующая:

Ф = 45°; (р0 = 20°; у = -15°; а = 6...8°; X = 8...12°.

Преимуществами этой конструкции по сравнению с напайным
инструментом являются быстрая замена затупившейся пластинки,
повышение производительности за счет применения твердых
сплавов, сокращение расходов на заточку и переточку.

Зенкеры с МНП, работающие по схеме с разделением
срезаемого слоя, оснащаются двумя неперетачиваемыми
пластинками. Необходимые задние и передние углы созда-
ются соответствующей установкой пластинки в корпусе. Для
разделения срезаемого припуска по глубине и по диаметру
режущие пластинки имеют гарантированное смещение друг
относительно друга и в осевом направлении (см. рис. 2.24).
Такими зенкерами можно производить черновую и чистовую
обработку отверстий. Промышленностью выпускаются зенкеры
такой конструкции для обработки отверстий с диаметрами от
30 до 120 мм, и в них можно использовать пластинки практи-
чески любой формы.

Максимальный снимаемый припуск Г = г + г = 7 мм,
диаметр исходного отверстия Г>и<з = Игаи - 211 - 21.
2.3. Развертки [4, 5, 7, 9]

Развертки являются многолезвийным инструментом для
обработки точных цилиндрических и конических отверстий
с малой шероховатостью. Точность обработки развертками
1Т6...1Т9-, для получения высокоточных отверстий применя-
ется двух- и даже трехкратное развертывание комплектом из
разверток: черновой, промежуточной и чистовой. Достижимая
шероховатость поверхности 7?а= 0,32... 1,25 мкм.

Припуск на сторону при развертывании зависит от вида
развертывания и диаметра инструмента (табл. 2.1).

Таблица 2.1

Припуски под развертывание, мм

Диаметр отверстия Черновое развертывание Чистовое развертывание
3...4 0,03
5...6 0,04
8...10 0,08 0,05
12...18 0,12 0,06
20...30 0,15 0,07
30...50 0,20 0,08

Развертки различаются:

• по форме обрабатываемых отверстий:

— цилиндрические и конические;

• по способу применения:

— машинные и ручные;

• по форме стружечных канавок:

— прямозубые и косозубые;

• по виду инструментального материала:

— твердосплавные и из быстрорежущей стали;

• по конструктивным особенностям:

— насадные, хвостовые с цилиндрическим хвостовиком,
плавающие развертки (блоки), со вставными зубьями, регули-
руемые с раздвижными зубьями, сборные и др.
2.3.1. Конструктивные элементы и геометрические
параметры разверток

Развертка имеет заборную, или режущую, часть I и калиб-
рующую /1 часть (рис. 2.25). Калибрующая часть на длине /2
служит для направления развертки в отверстии, зачистки повер-
хности отверстия и придания ему заданного размера. На этом
участке развертка имеет постоянный диаметр. На длине /3 де-
лается обратный конус с целью уменьшения трения и разбивки
отверстия. Разность диаметров конуса составляет 0,03...0,05 мм
и не превышает допуска на изготовление развертки [10].

Рис. 2.25. Конструктивные элементы и геометрические параметры
развертки

Длина цилиндрической калибрующей части /2 долж-
на быть ограниченной, чтобы не разбивать отверстия:
/2 = (0,5...1)0 — для машинных разверток и/2 = (2,5...5)7) —
для ручных разверток. Длина обратного конуса /3=(0,15.. .0,3)0;
угол заборного конуса <р принимается в зависимости от
типа разверток: <р = 0°30...1°30 — для ручных разверток,
<р = 5...15° — для машинных разверток и <р = 30...45° —для
твердосплавных разверток и разверток, предназначенных для
обработки глухих отверстий.

Передний и задний углы измеряются в нормальном сече-
нии к главному лезвию аЬ (см. рис. 2.25) и имеют следующие
значения. Задний угол а = 6...12° (чем вязче обрабатываемый
материал, тем больше задний угол), передний угол у = 0°
у чистовых, у = 0...150 у черновых разверток и у = 0...150
у твердосплавных разверток.

На калибрующей части развертки (рис. 2.25, сечение А-А)
выполняется цилиндрическая ленточка/= 0,05...0,25 мм, чем
больше диаметр развертки, тем больше принимается величина
этой ленточки. Вспомогательный задний угол на ленточке
а, = 10...20°.

Для лучшего отвода стружки, что особенно важно для
обработки вязких материалов, для отверстий с продольными
канавками и отверстий, прерывающихся по длине, применяют
развертки с углами со (зубья винтовые или наклонные). Винто-
вые зубья обеспечивают меньшую шероховатость и большую
стойкость инструмента.

Направление винтовых зубьев делается обратным направле-
нию вращения для предупреждения заедания и самозатягивания
развертки: со = 7...8° — для обработки чугуна и твердой стали,
со = 1...200 — для стали и ковкого чугуна, со = 35...45° — для
алюминия и легких сплавов. Например, котельные развертки
изготавливаются только с винтовым зубом (со = 25...30°).

Число зубьев развертки для упрощения их контроля по
диаметру принимается обычно четным. Ручные и машинные
развертки имеют следующие числа зубьев (табл. 2.2).

Таблица 2.2

Число зубьев у разверток

Диаметры разверток, мм 3...10 11...19 20...30 32...45 46...50
Число зубьев, г 6 8 10 12 14

Котельные развертки диаметром меньше 50 мм чаще всего
имеют 2 = 4. У сборных разверток число зубьев меньше, так
как вставные ножи и элементы крепления требуют большего
места для их размещения по окружности корпуса развертки.

Неравномерное распределение зубьев по окружности у раз-
верток делается с целью предупреждения появления в отверстии
продольных рисок, расположенных соответственно шагу; риски
127
образуются из-за периодического изменения нагрузки от неод-
нородности материала, наличия мягких и твердых включений,
из-за отжима развертки. Если ® — окружной шаг развертки, то
его неравномерность по окружности принимается в следующих
пределах: Л® = 3° при 2 = 6; А® = 2° при 2 = 8 и А® = 1,5°
при г = 10.

2.3.2. Исполнительные размеры калибрующей
части разверток [7, 9]

Развертка является недолговечным инструментом, поэтому
к ней предъявляются повышенные требования при назначении
допуска на диаметр.

Развертки точности Н6 редко встречаются в машиностро-
ении; по НИ отверстия получаются зенкером или расточным
резцом, поэтому за базу принимаются отверстия Н7-Н9 (охва-
тывают 13 посадок из 22).

При назначении допусков на развертку следует иметь в
виду следующее:

1) развертка, как правило, разбивает отверстие, поэтому
максимальный диаметр развертки выполняется меньше на-
ибольшего диаметра отверстия;

2) развертка должна допускать возможно большее число
переточек, т. е. должна иметь определенный запас на износ;

3) развертка должна иметь допуск на изготовление такой
величины, чтобы получение ее на круглошлифовальном или
доводочном станках не вызывало затруднений;

4) при изменении размеров от переточек в пределах запаса
на износ развертка должна обеспечивать заданную точность и
шероховатость отверстия.

Схема допусков исполнительных размеров приведена на
рис. 2.26.

Так как развертка, аналогично сверлу и зенкеру, увеличива-
ет размер отверстия по сравнению с ее фактическим размером
(«разбивка»), то во избежание брака занижают верхнее отклоне-
ние развертки по сравнению с верхним отклонением отверстия.
Для увеличения запаса на износ нижнее отклонение диаметра
Рис. 2.26. Схема расположения полей допусков при расчете
исполнительных размеров развертки [10]:

3 — допуск обрабатываемого отверстия; АВ — верхнее отклонение
диаметра развертки (<11тх); СО — нижнее отклонение диаметра
изношенной развертки <1изн; К — допуск на изготовление развертки;
] — гарантированный запас (допуск) на износ развертки в процессе
эксплуатации; Ртаз — максимальная разбивка отверстия; Ртп —
минимальная разбивка отверстия.

изношенной развертки выбирают ниже нижнего отклонения
диаметра отверстия.

При обработке закаленных сталей развертками, имеющими
отрицательные передние углы (до 15°), наблюдается отрица-
тельная разбивка («усадка») отверстия. Это же происходит и
при обработке вязких и пластичных материалов, а также при
работе тупыми развертками. В этом случае верхнее отклонение
принимают равным или почти равным верхнему отклонению
отверстия, однако и при этом не исключена опасность получить
брак из-за разбивки, поэтому чаще применяются системы, пре-
дусматривающие понижение максимального диаметра развертки
относительно верхнего отклонения отверстия. Величина пониже-
ния Р принимается следующим образом: Ртя =1/3 8— для
отверстий точности Н6, Н7 и Н9 и Рпах = 1/4 8 — для отверстий
точности НИ.

В табл. 2.3 в качестве примера приведены элементы до-
пусков на развертки.
Таблица 2.3

Элементы допусков на развертки диаметром 30...50 мм

Классы точности Верхнее отклоне- ние отверс- тия, мм Макси- мальная разбивка мм Мини- мальная разбивка Р . , мм т»п’ Допуск на неточность изготовле- ния ЛГ, мм Запас на износ 7, мм
Н6 0,015 0,005 0,005 0,005 0,1
Н7 0,027 0,009 0,006 0,009 0,015
Н9 0,062 0,017 0,006 0,018 0,021
НИ 0,17 0,043 0,006 0,030 0,103

Пример: определить исполнительные размеры чистовой
развертки для отверстия диаметром 45 Н9 (45+0 062) и размеры
предельно изношенного инструмента.

Из табл. 2.3 имеем 8 = 0,062 мм, Р = 0,017 мм; Р . =
тах 7 7 тт

= 0,006 мм и М = 0,018 мм.

Максимальный диаметр развертки (см. рис. 2.26):

Л =Г>+(р-Р = 45 + 0,062-0,017 =

шах » тах ’ ’

= 45,062-0,017 = 45,045 мм.

Исполнительный размер развертки:

а = И -И = 45,045

Размер предельно изношенной развертки

а = И -Р = 45-0,006 = 44,994 мм.
изн пип ’ ’

2.3.3. Некоторые конструктивные особенности
разверток

Обычные машинные развертки из-за наличия главного угла
в плане <р неудобно затачивать, так как требуется две установки
для заточки заборной и калибрующей цилиндрической части.
С другой стороны, при малом угле ср возрастает радиальная
сила резания, увеличивается увод оси отверстия и вибрации
инструмента в процессе резания. Указанных недостатков ли-
шены развертки со ступенчатой заборной частью (с кольцевой
заточкой) (рис. 2.27).
Рис. 2.27. Схема развертки с кольцевой заточкой

Кольцевая заточка выполняется в виде двух цилиндри-
ческих ступенек Ц и /2 шириной 2...4 мм в зависимости от
диаметра разверток. Относительно номинального диаметра
эти ступени по диаметрам занижены на 0,2 и 0,4 мм соот-
ветственно.

На торце развертки = 2 мм под углом 45° снята фаска и
заточена с задним углом а = 10°, как у зенкера. На лезвиях
2-3 и 3-4 образуется по цилиндру фаска/= 0,15...0,4 мм,
которая улучшает направление инструмента и, увеличивая
трение (а/= 0°), усиливает сопротивление системы СПИД
вибрациям.

Участок /4 является калибрующей частью, как у обычной
развертки, но она выполняется короче.

Фактически развертки с кольцевой заточкой совмещают
функции обычного зенкера и развертки, поэтому могут работать
с большими припусками (до 1 мм).

Плавающие развертки (рис. 2.28) применяют для обра-
ботки отверстий больших диаметров (90...600 мм), их высота
Н= (0,1...0,2)7); <р = 5...15°. Эти развертки обеспечивают
точность отверстий Н7...Н9 и шероховатость 7?г = 1,25, но в
процессе работы точно копируют ось предварительно подго-
товленного отверстия.
Рис. 2.28. Плавающая развертка

Разжимные развертки (рис. 2.29) применяются в ремон-
тном деле и позволяют увеличить номинальный диаметр
отверстий 6...50 мм на 0,15...0,5 мм. Вдоль впадин зубьев
этих разверток в корпусе 1 прорезаются шлицы 2 до сквозного
осевого отверстия 3, причем число шлицев в два раза меньше
количества зубьев развертки.

Рис. 2.29. Конструкция разжимной развертки

Винт 4 торцом упирается в шарик 5 и благодаря наличию
пазов и конической поверхности при завинчивании раздает
развертку по диаметру.
Развертки из синтетических сверхтвердых материалов
(СТМ) [3, 6] (рис. 2.30) используются для обработки непол-
ных отверстий или отверстий, пересеченных поперечными
каналами, когда требуется отклонение диаметра до 5 мкм и
шероховатость поверхности Ка = 0,5...0,3 мкм (например, де-
тали гидроаппаратуры).

Рис. 2.30. Развертка из синтетических сверхтвердых материалов

Развертка из СТМ напоминает хонинговальную головку и
состоит из закаленной стальной оправки 7, на конусной части
которой гайками 2 крепится чугунная втулка 3 со спиральным
разрезом 4 и продольными канавками. На поверхность втулки 3
гальваническим путем наносится СТМ (кубический нитрид бора
или синтетические алмазы) или же бруски из СТМ припаивают-
ся ко втулке. Продольным перемещением втулки регулируется
диаметр развертки и устанавливается на 0,01...0,03 мм больше
диаметра развертываемого отверстия. Обработка производится
за один-три двойного хода инструмента с подачей 1...4,5 мм/об
и скоростью около 20 м/мин.

Однолезвийная развертка со сменной твердосплавной плас-
тиной (рис. 2.31) сочетает свойства режуще-выглаживающего
и самоцентрирующегося инструмента. В корпусе развертки
планкой 4 и винтом 5 закрепляют двухстороннюю неперетачи-
ваемую режущую пластину 3 из твердого сплава, регулируемую
в радиальном направлении двумя винтами 6 через сухари 7.
В осевом направлении пластину фиксирует штифт 2. Винт 5
с правой и левой резьбой приподнимает прижимную планку 4
и сохраняет ее в таком положении до последующей затяжки.
а

Рис. 2.31. Однолезвийные развертки со сменной твердосплавной
пластиной

К корпусу 1 припаяны две, а иногда три или четыре направляю-
щие твердосплавные планки 8, смещенные последовательно на
разные углы относительно режущей пластины так, что одна из
направляющих пластинок всегда диаметрально противополож-
на режущей пластине. Благодаря этому облегчается измерение
диаметра инструмента, обеспечивается его самоцентрирование
и исключается увод оси отверстия.

Однолезвийные развертки в зависимости от обрабатываемого
материала и угла заборного конуса режущей пластины обеспечива-
ют точность отверстий 8.. .6 квалитетов, шероховатость поверхнос-
ти Ка = 1,6.. .0,15 мкм и могут работать с глубинами резания от 1
до 15 мм при обработке стали, чугуна и цветных металлов. Реко-
мендуемые предельные режимы резания для обработки отверстий
в стальных и чугунных деталях однолезвийными развертками:
подачи 5 = 0,04...0,5 мм/об, скорости резания V = 4... 100 м/мин
при обязательном использовании СОЖ.

Однолезвийные развертки трудоемки в использовании,
однако высокая первоначальная стоимость инструмента окупа-
134
ется его уникальными эксплуатационными свойствами (корпус
развертки выдерживает более 20 периодов стойкости режущих
пластин).

Для окончательной обработки предварительно развернутых
конических отверстий применяются однолезвийные развертки
(рис. 2.32) со сменной твердосплавной пластиной 1 и направ-

Рис. 2.32. Однолезвийная коническая развертка со сменной
твердосплавной пластиной

ляющими пластинами 2. Режущая пластина выступает над
планками на 0,03 мм (на сторону), и этот размер выдерживается
на всей длине /0. Такие развертки не имеют заборной части и
перекрывают припуск (порядка 0,3 мм) за счет уменьшения
начального диаметра, что удлиняет режущую часть. При этом
используется несколько прижимных планок и регулировоч-
ных винтов. Применяемые режимы резания: V = 4...6 м/мин,
5 = 0,4...0,6 мм/об.

Литература

1. Баранчиков В.И., Жаринов А.Ф., Юдина Н.Д. и др.
Прогрессивные режущие инструменты и режимы резания
металлов: справочник / под ред. В.И. Баранчикова. М.: Ма-
шиностроение, 1990.

2. Дибнер Л.Г., Шкурин Ю.П. Заточка спиральных сверл.
М.: Машиностроение, 1967.
3. Дмитриев В. С. Режущий инструмент для автоматизиро-
ванного производства: учебное пособие. Ростов н/Д, 1990.

4. Драгун А.П. Режущий инструмент. Лениздат, 1986.

5. Ординарцев И.А., Филиппов Г.В., Шевченко А.Н. и др.
Справочник инструментальщика / под ред. И.А. Ординарцева.
Л.: Машиностроение, 1987.

6. Режущий инструмент из сверхтвердых материалов и ке-
рамики: каталог / ВНИИинструмент. М.: ВНИИТЭМР, 1986.

7. Рыжкин А.А., Каганов В.С., Дмитриев В.С. Режущий
инструмент: учебное пособие для вузов. Ростов н/Д: Издатель-
ский центр ДГТУ, 2000.

8. Рыжкин А.А. Методика определения углов сверла при
плоской заточке И Технология сельскохозяйственного маши-
ностроения (вопросы точности). Ростов н/Д, 1965.

9. Семенченко И.И., МатюшинВ.М., СахаровГ.Н. Проекти-
рование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962.

10. Солоненко В.Г., Рыжкин А.А. Резание металлов и
режущий инструмент : учебное пособие. М.: Высшая школа,
2008.

И. Спиральные сверла: Сборник материалов Всесоюз-
ного совещания. Вильнюс. 8-10 октября 1964 г. / под ред.
К.П. Имшенника. М.: Машиностроение, 1966.

12. Филиппов Г.В. Режущий инструмент. Л.: Машиностро-
ение, 1981.
3. ИНСТРУМЕНТЫ
ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ РЕЗЬБЫ

Детали с резьбовыми элементами являются одними из са-
мых распространенных в машиностроении, их доля составляет
60-70% от общего количества деталей, а применяемые резьбы
отличаются большим многообразием.

Резьбы различаются:

• по форме основной поверхности:

— цилиндрические (наружные и внутренние) и конические
(наружные и внутренние);

• по форме профиля:

— треугольные (метрические и дюймовые), трапецеидаль-
ные, прямоугольные, упорные, круглые и специальные;

• по направлению витков резьбы:

— правые и левые;

• по заходности:

— однозаходные и многозаходные;

• по степени точности (ГОСТ 16093-81):

— для наружных резьб — 4§, 4Ь, 5§6§, 6§, 6к, 7§6§,
8§ и 81л;

— для внутренних резьб — 4Н, 4Н5Н, 5Н, 6Н, 7Н и 8Н.

Кроме того, различают резьбы, работающие с трением
скольжения и трением качения. К первым относятся все
обычные цилиндрические и конические резьбы, а ко вто-
рым — шариковые и роликовые резьбы. В зависимости от
137
вида резьбы, ее размеров, требований к точности и качеству
обработанной поверхности применяются различные методы
получения резьбы.

3.1. Основные методы нарезания резьбы
[9, 4, 8, 12, 6]

Резьбу получают тремя основными методами: нарезанием
лезвийным, абразивным инструментом и пластическим де-
формированием (накатыванием). В зависимости от принятого
метода получения резьбы различают несколько способов обра-
зования резьбы (рис. 3.1):

1. Способ многозаходного нарезания однониточными инстру-
ментами — резьбовыми резцами (стержневыми, призматически-
ми, круглыми) и однониточными шлифовальными кругами.

Рис. 3.1. Основные методы нарезания резьбы:
а — резьбовый резец; б — однониточная дисковая фреза;
в — однонипючная концевая фреза; г — однонипючная торцовая фреза
2. Способ однопроходного нарезания многониточными
инструментами: гребенками, круглыми плашками, метчиками,
резьбонарезными головками, многониточными шлифовальны-
ми кругами (цилиндрическими и коническими).

3. Способ однопроходного нарезания вращающимися ин-
струментами: резьбовыми однониточными фрезами (дисковы-
ми, пальцевыми, торцовыми), вихревыми головками.

4. Способ фрезерования многониточными фрезами, длина
которых больше длины нарезаемой резьбы, накатывания резь-
бы широкими роликами или плоскими плашками.

3.2. Резьбовые резцы [6]

Этот тип инструмента является одним из самых распро-
страненных резьбообразующих инструментов, которые приме-
няются для нарезания наружной и внутренней резьбы различ-
ных профилей на токарно-винторезных станках, автоматах и
полуавтоматах. Наиболее простыми по конструкции, широко
применяемыми в промышленности, являются стержневые
резцы.

На вершине резьбовых резцов задний угол ср = 8...15°,
угол при вершине е= 60° — для метрической резьбы и
с = 55° — для дюймовой и трубной резьб. У твердосплавных
резцов угол при вершине выполняется на 1°-30' меньше угла
профиля резьбы из-за того, что при скоростном нарезании
наблюдается некоторое «разваливание» резьбы.

Боковые задние углы ай зависят от величины угла а и оп-
ределяются в статическом положении по формуле (рис. 3.2):

Ь
= -

а 8ш е/2 . е

--------1§а = 81п -.

а 2

В процессе работы задние углы аб изменяются за счет от-
носительного перемещения режущих кромок по углу подъема
резьбы. При нарезании правой резьбы боковой задний угол ай
на левом лезвии уменьшается, на правом — увеличивается на
величину угла ц (рис. 3.3, а) (для левой резьбы — наоборот):
Рис. 3.2. Схема для определения бокового заднего угла резьбового
резца

= аб - ц; = аб + ц.

Здесь угол ц — угол подъема резьбы на внутреннем диа-
метре резьбы (рис. 3.3, в).

Величина угла р определится из соотношения
(рис. 3.3, б)

Обычно при нарезании резьб с небольшим шагом и на сред-
них по величине диаметрах задние углы на боковых кромках не
корректируются. При больших р (многозаходные резьбы), на
малом диаметре <1, при нарезании трапецеидальных и прямо-
угольных резьб (угол подъема ц достигает значительных вели-
чин) необходимо принимать во внимание изменение боковых
углов ае и учитывать это обстоятельство при заточке.

У резцов для остроугольной резьбы из-за малости и углы
делаются одинаковыми на обеих боковых режущих кромках.

Передний угол у резьбовых резцов для предварительной
прорезки выбирается в зависимости от обрабатываемого мате-
риала и устанавливается в пределах у = 5...25°.
Рис. 3.3. Схема для определения боковых задних углов резьбовых
резцов

У чистовых резцов, во избежание искажения профиля
резьбы, передний угол у равен нулю. Профиль резьбовых
резцов с передним углом не равным нулю, отличается от
профиля нарезаемой резьбы и должен быть задан в сечении,
нормальном направлению задней поверхности (рис. 3.4). В этом
случае надо рассчитать высоту профиля резца и угол профиля
в сечении В-В.

В качестве исходных данных для расчета задаются:

а и у — задний и передний углы резца, Н — теоретичес-
кая высота профиля резьбы в диаметральном сечении А-А
витка резьбы до острой вершины, е — угол профиля резьбы,
Р — шаг резьбы.

Тогда

Н = ВС = АВ кт[90° - (а + у)] = АВ сок(а + у), (3.1)
АВ = ВО - АО (Д-ки ОВО и ООА), (3.2)
АО = г} соку (Д-к ООА), (3.3)
во = у/ов2 -ОО2 , (3.4)
ОВ = г; ОО = кшу (Д-к ООА), (3-5)
ВО = у]г2 - г2 кт2 у . (3.6)

Подставим (3.6) и (3.3) в (3.2):

АВ = у] Г2 - г2 кт2 у - Г] сок у . (3.7)

С учетом (3.7) и (3.1) получим

Нр = 1 \]г2 - г2 кт2 у - Г] соку 1сок(а + у). (3.8)

Из треугольника аЬс (сечение пл. В-В на рис. 3.4) имеем

, е₽ Р 2 2НР (3.9)

В формулах (3.8) и (3.9): Нр — теоретическая высота резьбы
в сечении В-В (до острой вершины); г и г, — радиусы, обра-
зующие наружный и внутренний диаметры резьбы; Р — шаг
резьбы.

Если А = 0°, то размеры Нр и е, в сечении В-В определя-
ются по формуле

Н = Н соз у. р 1 (3.10)
Рис. 3.4. Определение размеров профиля резьбового резца

Аналогично (3.9) для угла профиля в сечении А-А имеем:

,8Г

2Н

(3.11)

Сравнивая (3.9) и (3.11) и
значение Н сок у, получим

подставляя в (3.9) вместо Н его

р 8

Р = 2Н1& — = 2Ясок у 12 ,

Р = 2Н ,
” ь 2

откуда

8 Е

2Нсок у = 2НГ§ - ,

(3.12)
или

2 соку

В отечественной и зарубежной промышленности широкое
применение получили сборные резьбовые резцы с механичес-
ким креплением сменных твердосплавных пластин [4, 1,6].

Резцы с механическим креплением ромбических твердо-
сплавных пластин (рис. 3.5) производства Харьковской фирмы
«Инструмент» предназначаются для работы на станках с ЧПУ,
гибких производственных модулях и системах, а также на
универсальных станках.

Рис. 3.5. Резьбовой резец с механическим креплением ромбических
пластин для нарезания метрической резьбы

Ромбическая твердосплавная пластинка устанавливается
в глухом гнезде державки, закрепляется прихватом на две бо-
ковые базовые поверхности и прижимается к твердосплавной
опоре.

Резцы этой конструкции предназначены для нарезания
метрических резьб с шагом Р = 1,5.. ,6мм и имеют габаритные
размеры Ь'х.к = (16x20)...(25x40) мм и /1 = 125...200 мм.

Шведская фирма 8апсМк Соготапг выпускает резьбовые
резцы со сменными неперетачиваемыми пластинами (СНП)
двух типов: с механическим креплением винтом (рис. 3.6, а)
и с креплением прихватом (рис. 3.6, б) [10].
Рис. 3.6. Резьбовые резцы с механическим креплением СНП:
а — крепление винтом; б — крепление прихватом

Режущие пластины у резцов этой фирмы имеют три рабочие
вершины; на каждой из них располагается зуб резьбы с углом
60° (рис. 3.6, б, вид А), со стружколомающими канавками и
без них. Крепление пластин осуществляется или винтом, или
прихватом.

Интересна конструкция резьбовых резцов германской фир-
мы Кгирр \У1сНа с тангенциальным расположением пластин
твердого сплава (рис. 3.7) для нарезания метрической, трубной,
трапецеидальной и других резьб с шагом до 8 мм. У таких
резцов, в отличие от инструментов с радиальным расположе-
нием пластин, используется принцип самозаклинивания, когда
пластина жестко прижимается силами резания к базовым повер-
хностям корпуса. При этом пластина к державке прикрепляется
с помощью винта, а удовлетворительное стружкодробление
обеспечивается стружколомными уступами на пластине.

Рис. 3.7. Резьбовой резец с механическим креплением
тангенциально расположенных СНП
25

Рис. 3.8. Резьбовой резец для наружной обработки с механическим
креплением СНП

За счет эффекта самозаклинивания режущая пластина кре-
пится и в резцах израильской фирмы ккаг (рис. 3.8). В этой
конструкции резца предусмотрено дополнительное крепление
винтом упругого прихвата, что повышает усилие зажима.

3.3. Метчики [9, 6, 5, 3]

Для образования или калибрования внутренней резьбы наи-
более распространенными инструментами являются метчики.
Метчик представляет собой винт с соответствующей резьбой,
превращенный в режущий инструмент за счет:

— прорезания стружечных канавок, т. е. создания передней
поверхности и пространства для размещения стружки;

— образования заборной части, необходимой дйя постепен-
ного врезания и срезания припуска;

— затылования задних резьбовых поверхностей с целью
придания им необходимых задних углов.

На рис. 3.9 схематично показана конструкция метчика.

По конструкции и применению различают следующие типы
метчиков:

— ручные или слесарные — для нарезания резьбы вручную,
состоящие обычно из 1, 2 или 3 штук в комплекте;

— машинные — для нарезания резьбы на станках или при
помощи дрелей;
Стружечная канавка

Рис. 3.9. Элементы конструкции метчика:

1 — заборная часть; 2 — калибрующая часть; 3 — хвостовик
и зажимная часть; 4 — квадрат

— гаечные — для нарезания резьбы в гайках на гайконарезных-
станках; они изготавливаются с короткими, длинными, а
также с изогнутыми хвостовиками;

— плашечные и маточные — для нарезания и калибрования
резьбы в плашках.

3.3.1. Конструктивные элементы метчиков

Основными конструктивными элементами метчика яв-
ляются режущая, калибрующая и зажимная части, число,
профиль и направление стружечных канавок, углы резания,
элементы резьбы метчика, утонение калибрующей части
(рис. 3.9, 3.10).

Заборная (режущая) часть метчика выполняет основную
работу резания и должна быть по возможности короче, так как
при этом снижается машинное время, уменьшаются удельная
сила резания и нагрузка на инструмент в связи с увеличением
толщины среза, сила трения и защемление стружки, а также
опасность поломки метчика, уменьшается крутящий момент.

В зависимости от точности резьбы, ее размеров, материала
детали метчики могут изготавливаться комплектами из одного,
двух или трех штук. Например, прир = 3 мм комплект метчи-
ков состоит из 2 штук, а для р > 3 — из трех штук.
Рис. 3.10. Конструктивные элементы и геометрия режущей
и калибрующей частей метчика:

Р — шаг резьбы; к — высота профиля; Н — полная (теоретическая)
высота профиля; <1 — наружный диаметр резьбы; I. — длина
заборной части; ф — угол заборного конуса; К — величина
затылования

Если в комплекте два метчика, то припуск и нагрузка де-
лятся так: черновой метчик снимает 75% припуска, а чистовой
метчик — 25%. Для комплекта из трех метчиков соответс-
твенно 56...60% припуска снимает черновой, 28...30% — про-
межуточный и 16...20% — чистовой метчик. В таких же соот-
ношениях разбивается и длина заборной части, расчет которой
приведен ниже.

Длина заборной части определяется исходя из элементарной
толщины среза, снимаемой одной режущей кромкой:

а = - , (3.13)

где 7 — число зубьев на заборной части.

В свою очередь

7 = — п, (3.14)

где /3 — длина заборной части; п — число перьев метчика (на
рис. 3.10 справа их 4); /3/г — число витков (зубьев) на одном
пере; г = кр — ход резьбы, к — заходность резьбы.
Из (3.14) имеем

ч = -
п

(3.15)

}г

Выражая из (3.13) г = — и подставляя это значение в
а:.

(3.15), получим окончательно

па.

(3.16)

Величину аг следует принимать в зависимости от материала
детали, в которой нарезается резьба (табл. 3.1).

Таблица З.Г

Значения толщин среза для метчиков

Толщина среза а., мм Обрабатываемый материал
серый чугун сталь конструк- ционная, ковкий чугун высоколегированные стали
Рекомендуемая 0,04...0,10 0,03...0,05 0,025...0,03
Предельная 0,04...0,20 0,02...0,15 0,02...0,05

Число перьев «п» у метчиков выбирается в зависимости от
диаметра резьбы: для <1 — 1...17 мм число перьев — п = 3, а
для с1 = 14...52 мм — п = 4.

Калибрующая часть метчика служит для зачистки поверх-
ностей резьбы, придания ей правильной геометрической формы
и окончательных размеров, а также для направления метчика
в процессе формирования резьбы заборной частью.

Для уменьшения разбивки и трения между метчиком и
отверстием резьба калибрующей части имеет обратную конус-
ность (0,05.. .0,10 мм на 100 мм длины рабочей части). Разбивка
будет тем меньше, чем короче калибрующая часть, меньше
ширина перьев и их количество. Длину калибрующей части
метчика рекомендуется принимать в пределах

1к = (6...12>,

(3.17)

где 5 — ход резьбы.
В итоге длина рабочей части метчика составляет

/к

I = I + 1К = -------- + (6... 12)$.

паг

(3.18)

3.3.2. Определение исполнительных размеров
диаметров метчиков [9, 1, 6, 2]

Номинальные значения диаметров метчика и гайки оди-
наковы и зависят от шага резьбы Р. Для метрических резьб
средний диаметр Д = <1 - 0,6496/?, а внутренний диаметр д.[ =
= а - 1,0825р.

Исполнительные размеры диаметров метчиков определя-
ются размерами гайки и полем ее допуска. Гайка имеет допуск
по внутреннему диаметру резьбы 8] = е и по среднему 8, = Ь;
допуск по наружному диаметру резьбы гайки не нормируется
(рис. 3.11). Если в комплекте несколько метчиков, то расчет
исполнительных размеров производят, начиная с чистового
метчика.

Рис. 3.11. Схема для определения исполнительных размеров
метчиков
Исполнительные размеры метчика определяются с учетом
разбивки отверстия дразб и запаса на износ 8((зи, а также дости-
жимой точности изготовления 8 и обеспечения размеров
гайки.

Запас на износ по среднему диаметру резьбы чистового
метчика зависит от шага резьбы и выбирается по формуле

1000 ’

(3.19)

где Р — шаг резьбы.

Допуски на изготовление по среднему диаметру резьбы
метчиков установлены по 7.,.10 квалитетам системы 18А в за-
висимости от степени точности метчика (табл. 3.2); величина
допуска р соответствующем квалитете зависит и от размера-
резьбы.

Таблица 3.2

Допуски на изготовление среднего диаметра метчиков

Метчики Степень точности
Н1 Н2 нз Н4
Допуск на неточность из- готовления, 8 * изг ГП т ГТ9 то

В соответствии со схемой допусков (см. рис. 3.11) найдем

Д . и И. :
2тт 2тах

.=</, + 8, = ± , (3.20)

2тт 2 2изн 2 1000

= а, + 8, + а, =<!,+ + (777 .../ПО).(3.21)

2тах 2 2изг 2изн 2 1000

Исполнительный размер О, равен

О, = О, - 8 . (3.22)

2 2тах 2изг 4 7

Пример'. <1 = 27 мм, Р = 3 мм, к — 2, степень точности
метчика Н2, Д = 25,051 мм, = 23,752 мм,
П =25,051+ +1Т8 = 25,051 + + 0,033 =25,112,

2т“ 1000 1000

7Х=7Х -3, = 25,112
2 2тах 2изг ’ -0,033

Запас на износ 5(зи по наружному диаметру чистового мет-
чика назначается больше, чем по среднему диаметру, так как
на этом диаметре скорость резания максимальная, а прочность
вершины зуба пониженная.

Для всех типов метчиков запас на износ принимается оди-
наковым и равным допуску по 1Т9:

8юн = 0,086/? - 1Т9. (3.23)

Допуск на изготовление метчика по наружному диаметру
принимается для метчиков степеней точности Ш, Н2, НЗ — по
779, а для степени Н4 — по 7Г10.

Тогда П = (1 + (0,086/? - 1Т9) + 1Т9 (для Н1, Н2 и НЗ);

7)тах = а + (0,086/? - 779) + /7Т0 (для Н4). (3.24)

Пример-. О = Т>тах - 8изн = (I + (0,086/? - 77’9) + 779 = 27
+ + 0,086 • 3 = 27,258™^

Внутренний диаметр резьбы гайки получается от сверления
под резьбу, поэтому по внутреннему диаметру кромки метчика
не работают, и по запас не предусматривается.

Максимальный внутренний диаметр резьбы метчика при-
нимается одинаковым для всех степеней точности. Он зависит
от шага резьбы и назначается меньше номинального значения
<71 на величину (1 = (0,05...0,06)/?

7), = <1, - (0,05...0,06)/?.

Нижнее отклонение на 7), не регламентируется, так как оно
не может и без того перейти за вершину срезаемого треуголь-
ника теоретического профиля резьбы.

Исполнительные размеры чернового и промежуточного
метчиков определяются с учетом того, что по сравнению с чис-
товым метчиком они имеют понижение профиля по наружному
и среднему диаметру и снимают припуск, согласно рис. 3.12.
чистовой

Рис. 3.12. Понижение профиля промежуточного и чернового
метчиков

Размеры понижений А1 и А2 выбираются так, чтобы даже
в самых «неблагоприятных случаях использования допусков
чистовой метчик обеспечивал получение требуемых размеров
резьбы по среднему диаметру, углу профиля и шагу.

3.3.3. Геометрические параметры метчиков

Геометрические параметры метчиков представлены на
рис. 3.10.

Угол заборного конуса определяется из треугольника аЬс
(см. рис. 3.10):

= (3.25)

2/3

„ ^шах — ^П11п

Здесь ~ — среднее значение наружного

диаметра чистового метчика; Отах и Г>т.п находятся по формулам
(3.20) и (3.24).

Диаметр переднего торца Лп = Д - с, т. е. он выполняется
меньше внутреннего диаметра резьбы, величина с = 0,1...0,3
и зависит от размеров резьбы.

Аналогично рассчитывается угол ср для промежуточного и
чернового метчика, только в формулу (3.25) следует подставить
соответствующие О и 1у
Углы резания измеряются в сечении, нормальном оси мет-
чика. Передний угол определяется формой стружечной канавки
и выбирается в зависимости от обрабатываемого материала по
ГОСТ 3266-71 в следующих пределах:

у = О...5° — чугун, бронза, нержавеющая и жаропрочная
стали, высокопрочные стали, титановые и молибденовые спла-
вы, хрупкие латуни;

у = 8... 10° — стали средней твердости, латунь, чугун
отожженный;

у = 12...15° — мягкая и вязкая сталь, вязкие латуни,
медь;

у = 16...25° — мягкие сплавы.

Задний угол а образуется при заточке (затыловании) и
выбирается в следующих пределах:

а = 6...8° — для ручных метчиков; а = 10...12° — для
черновых машинных и гаечных метчиков и а = 4° — для
чистовых машинных метчиков.

Угол наклона лезвия А (рис. 3.13) выполняется только на
заборной части и делается с целью лучшего отвода стружки
при нарезании резьбы в сквозных отверстиях. Величина А при-
нимается в пределах 5...6°.

Рис. 3.13. Угол наклона лезвия метчика:
к — ширина пера
3.3.4. Некоторые новые конструкции метчиков
[4, 8, 1, 6, 2, 10]

За последнее время в связи с повышенными требованиями к
точности изготовления резьбы и проявлением новых конструк-
ционных материалов разработаны прогрессивные конструкции
метчиков: с прерывистой резьбой, ступенчатые, бесканавочные,
с винтовой стружечной канавкой, с бочкообразными зубьями
на калибрующей части, твердосплавные метчики и др.

Метчики с прерывистой резьбой. При нарезании резьб в
вязких сталях и труднообрабатываемых материалах обычные
метчики часто ломаются и не дают чистой резьбы. Процесс ре-
зания сопровождается большими силами трения между витками
инструмента и детали, прессованием стружки и защемлением
метчика в отверстии. Для облегчения работы нарезания приме-
няют метчики со срезанными (в шахматном порядке) зубьями.
Обычно на практике применяют две схемы срезания зубьев: от
витка к витку (рис. 3.14, а) и от пера к перу (рис. 3.14, б).

Рис. 3.14. Схемы метчиков с прерывистой резьбой

Срезание зубьев осуществляется, как правило, только на
калибрующей части, хотя схема 3.14, б — допускает срезание
и на режущей части. По схеме 3.14, а это недопустимо из-за
чрезмерной нагрузки на зубья режущей части.

Число канавок у метчиков надо выбирать нечетным для
уменьшения толщины среза; для уменьшения толщины среза
у метчиков с четным числом зубьев не срезают зубья на одном
пере.
Бесканавочные метчики (рис. 3.15) не имеют сквозных
стружечных канавок. Обычно канавки делаются на небольшой
длине 1к, равной удвоенной длине заборного конуса /3, с углом;
А в направлении, обратном направлению резьбы.

Рис. 3.15. Бесканавочный метчик

Дно канавки располагается под углом у = 10... 15° к оси
метчика. Иногда на калибрующей части прорезают шлифоваль-
ным кругом или фрезой узкие пазы (2...3 мм), являющиеся про-
должением стружечных канавок на заборной части. Режущие
кромки на калибрующей части служат для снятия заусенцев и
зачистки резьбы. Во избежание заедания в отверстии и выкра-
шивания зубьев эти метчики имеют утонение калибрующей
части (не менее 0,2 мм на 100 мм длины).

Бесканавочные метчики имеют большую прочность, обеспе-
чивают лучшее качество резьбы, облегчают условия резания и
отвод стружки вперед, более полное использование материала
из-за многократного удлинения канавки после стачивания пера
по ширине. Предпочтительная область применения бескана-
вочных метчиков — для обработки легких сплавов, цветных
металлов, вязкой стали, нержавеющей стали и чугуна.

Метчики с двойной рабочей частью (ступенчатые)
(рис. 3.16) применяются только для нарезания сквозных от-
верстий. Передняя, черновая, ступень нарезает резьбу предва-
рительно, а последующая — окончательно. Такая конструкция
инструмента облегчает условия резания и отвод стружки.

Размеры первой ступени (см. рис. 3.16) рекомендуется
выбирать следующим образом: а = Зр, 10 = Зр, к = р, но не
менее 1,5...2 мм; /1 = а'+ /0 + к, но не менее 10 мм. Разме-
ры чистовой части /2 и <р следует выбирать из стандартов.
Исполнительные размеры <12 и д. черновой части метчика
определяются по формуле

а = а - 0,32 р.

Метчики с винтовой канавкой (рис. 3.17) применяются для
обработки высокопрочных и вязких материалов. Такая конс-
трукция обеспечивает лучший отвод стружки при нарезании
цилиндрических резьб в отверстиях с прерывистой поверхнос-
тью, в длинных глухих отверстиях.
Рис. 3.17. Метчик с винтовой стружечной канавкой

Винтовые стружечные канавки уменьшают осевые силы,
обеспечивают лучший доступ СОЖ и без уменьшения прочнос-
ти повышают фактические передние углы.

Направление стружечных канавок совпадает с направлением
рабочего вращения метчика. Углы наклона канавки со реко-
мендуется принимать в следующих пределах: со = 20° — для
нарезания резьб М12...М18 в стали; со = 30° — для обработ-
ки резьбы в чугуне и алюминиевых сплавах (данные МАЗ);
со = 8... 12° — для метчиков М20...М27 при обработке стали
20 (данные ГАЗ).

Метчики с бочкообразными зубьями на калибрующей час-
ти (рис. 3.18) уменьшают подрезание боковых сторон витков
резьбы, увеличивают площадь опоры витков резьбы метчика,
обеспечивая надежное базирование. Такие метчики рекомен-
дуется применять для нарезания точных резьб.
Рис. 3.18. Метчик с бочкообразными зубьями

Твердосплавные метчики позволяют в 2...5 раз повысить
производительность при нарезании резьб в чугунных и сталь-
ных (закаленных) деталях и в 5...10 раз повысить стойкость при
обработке закаленных и высокопрочных сталей [6].

По конструкции твердосплавные метчики бывают цельны-
ми твердосплавными (монолитными), с монолитной твердо-
сплавной рабочей частью, с напаянными пластинами твердого
сплава, насадными с припаянными пластинами твердого сплава
и сборными с монолитной твердосплавной рабочей частью.

Монолитные твердосплавные метчики М8...М10 из пласти-
фицированных заготовок целесообразно использовать в особо
тяжелых условиях резьбонарезания с большим тепловыделе-
нием, когда применение напайных метчиков с пластинами
твердого сплава нецелесообразно.

Метчики М8...М12 с монолитной рабочей частью, припа-
янной к стальному хвостовику, целесообразно применять для
обработки чугунов, высокопрочных сталей и материалов с
повышенными физико-механическими свойствами.

На рис. 3.19 показаны насадные метчики Сестрорецкого
инструментального завода с пластинами ВК8 для трубных
резьб 13/4" (рис. 3.19, а) и 1” (рис. 3.19, б). Метчик 1” выполнен
двухсторонним, что позволяет использовать вторую рабочую
часть перестановкой метчика в оправке.
45

Рис. 3.19. Конструкции насадных твердосплавных метчиков для
трубных резьб

В настоящее время Сестрорецкий инструментальный завод
освоил выпуск сборных метчиков М16...М20 с крестообразной
вставкой (рис. 3.20) из твердого сплава [7].
Рис. 3.20. Крестообразная вставка из твердого сплава к сборному
метчику

3.3.5. Заточка метчиков [6, 8]

Заточка (затылование) метчиков по заборному конусу с
целью получения необходимых задних углов производится на
специальных станках и с помощью приспособлений. В зави-
симости от способа заточки и назначения метчиков форма их
задней поверхности может быть криволинейной, комбиниро-
ванной или прямолинейной.

Плоская заточка задних поверхностей наиболее проста,
позволяет затыловать метчики со сточенными центрами и не
требует специальных станков и приспособлений.

Метчики с двойной плоской задней поверхностью
(рис. 3.21, а) показали повышенную стойкость при нарезании
резьб в титановом сплаве ВТ-3.

Комбинированная заточка (рис. 3.21, б) применяется у
метчиков для нарезания резьб в относительно вязких сталях,
когда одной из главных причин преждевременного выхода
инструмента из строя являются сколы зубьев на заборной
части.
Рис. 3.21. Метчики с двойной задней поверхностью

Комбинированно-затылованная часть метчика в попереч-
ном сечении представляет комбинацию кривых — спирали
Архимеда (см. участок аЬ на рис. 3.21, б) и дуги окружности
(см. участок Ьс на рис. 3.21, б). Место перехода этих кривых
очерчено дугой окружности с радиусом шлифовального круга.
Гарантированная величина зазора «8» устраняет выкрашивание
при вывинчивании метчика и обеспечивает 3... 10-кратное уве-
личение стойкости.

Криволинейное затылование осуществляется по спирали
Архимеда (см. рис. 3.10), которое обеспечивает затылование на
нужную величину «К» с задним углом а. Заточка по спирали
Архимеда производится шлифовальным кругом с одновремен-
ным получением угла заборного конуса ф. Величина затыло-
вания «К», отнесенная к следующему перу и необходимая для
получения а, определяется по формуле

К = — фа , (3.26)

где б — диаметр резьбы; г — число перьев метчика; а — за-
дний угол.
Разновидностью криволинейного затылования может
служить оформление задних поверхностей зубьев метчика по
дуге окружности.

Затылование по дуге окружности производится с помощью
специального приспособления на универсально-заточном станке
(рис. 3.22) [7].

Затылуемый метчик 1 устанавливается в центрах 0,-0,
рамки 2, которая для получения заднего угла смещается на
величину й относительно оси 00 вращения рамки в корпусе
приспособления. Если оси метчика (91(91 и вращения рамки
00 совпадают (й = 0), задний угол а = 0. Для получения на
заборной части угла ср рамка с метчиком и поворотной частью
приспособления поворачиваются вокруг вертикальной оси.

Рис. 3.22. Схема затылования метчика по дуге окружности

Для определения заднего угла а в текущей точке по ширине
пера составлена расчетная схема (рис. 3.23).

Из треугольника 00{А, видим, что

й = г а,

(3.27)

где г — радиус метчика.
Текущий задний угол аг точки х, определяемый углом 0,
равен

ах

(3.28)

где ц — угол между радиусом-вектором точки х и касательной
к затыловочной кривой; гх — текущий радиус-вектор точки X;
г'х — производная выражения для гх.

Рис. 3.23. Расчетная схема для определения заднего угла

Из косоугольного треугольника ОО}Х найдем

К2 = г2х + й2- 2г к со$(9О° + 0),

г2 = К2 - к2-2г к ат О,
X X 9

г2х + 2кгх 8Ш & = К2 - к2.
Прибавим к левой части выражения Н2 зт2 О,
тогда

(гх + Н зт ©)2 = 7?2 — к1 + Н1 зт2 0,

Г + Я8Ш 0 = \1п2-к2 + Н2 зт2 0 ,

г = Язт 0 + \'Н2 зт2 @ + П2-к2 . (3.29)

В выражении (3.29) 7? — радиус окружности затылования,
описанной из центра О.

Взяв производную выражения (3.29) и подставляя гх и г'х в
(3.28), после преобразований получим

- СО8 0 +

81П 0 СОЗ 0
л/зт2 8 + г2 /й2

(3.30)

-зт0 + л/зт2 8 + г2 /й2

Рассчитанные по (3.30) значения ах следует брать по абсо-
лютной величине.

Зависимость (3.30) не учитывает влияние на ах угла забор-
ного конуса ф, т.е. она действительна для определения задних
углов на калибрующей части. На заборном конусе радиус-вектор
точки у отличен от г и является переменной величиной. Из
рис. 3.24 имеем

г = г + АС = г, + 1у зт ф(Д-к АСУ),

г = г - I зт ф,
у у

(3.31)

где I — текущая длина лезвия на заборном конусе, отсчи-
тываемая от точки А перехода режущей части пера метчика в
калибрующую.
Рис. 3.24. К определению координат точки на заборном конусе

Введя значение г из (3.31) в (3.30) вместо г и выразив радиус
через диаметр метчика, получим

8Ш 0 СОЗ 0

. 2 (П-2Ь 8Шф)2 81П Он 4Л2
- 8Ш 0 + , I • 2 а (Р-2Д 8Шф)2 8Ш 0 + Ч. 4Л2

(3.32)

Как видно, текущий угол а зависит от ширины пера, опре-
деляемой углом 0, диаметра метчика О, положения точки на
заборном конусе (Л.), угла ср и величины смещения /г.

Для точки профиля на радиусе 7? угол О = 0°, а = аи
зависимость (3.32) примет вид

21г
ща =------------------

О - 21 у зш <р

(3.33)

На большинстве заводов в качестве кривой затылования
применяется спираль Архимеда, сохраняющая в допустимых
пределах форму профиля резьбы по ширине пера при пере-
точках. Поэтому необходимо сравнить изменение а и а со
значениями, рассчитанными по формулам (3.32) и (3.33).

Из рис. 3.25 видно, что с увеличением угла О, т. е. по
мере стачивания метчика по передней поверхности, угол ах
при заточке по спирали Архимеда увеличивается, а при заточке
по дуге окружности — уменьшается на 30'-1° по сравнению с
заданным а, что вполне допустимо с точки зрения сохранения
профиля при переточках; с увеличением заданного а величина
а изменяется больше.

-V

Рис. 3.25. Изменение текущего заднего угла метчика
при переточках:

а — метчик М18 (I = 0, <р = 20°) и по длине заборного конуса;
б — метчик М18 (кр = 20°, 0 = 0°)

Зависимость аг = /(I) (рис. 3.25, б) показывает: ах увеличи-
вается к торцу метчика на величину, не превышающую 3°, что
не оказывает существенного влияния на ослабление прочности
режущего лезвия.

3.4. Плашки [9, 12, 11, 6, 5, 2]

3.4.1. Конструктивные элементы плашек

Плашки предназначены для нарезания цилиндрических и
конических наружных резьб. По типу нарезаемой резьбы они
подразделяются на:

— плашки круглые для метрической резьбы (ГОСТ
2705-81);

— плашки круглые для круглой резьбы (ГОСТ 14714-69);
— плашки круглые для конической резьбы (ГОСТ
6228-80);

— плашки круглые для нарезания трубной цилиндрической
резьбы (ГОСТ 6357-81) и др.

К основным конструктивным элементам круглой плашки
относятся режущая часть, калибрующая часть, число, диаметр
и расположение стружечных отверстий, ширина и форма пера,
наружный диаметр О, ширина плашки Н, элементы крепления
(рис. 3.26).

Рис. 3.26. Конструкция резьбонарезной плашки:
а — общий вид; б — элементы режущей части

Плашки имеют две режущие части, расположенные с
торцов, что увеличивает срок их службы.

Режущая часть плашки характеризуется следующими
параметрами: углом в плане ср, длиной /р формой передней и
168
задней поверхностей, передним у и задним а углами, размерами
и формой резьбовых участков, числом режущих кромок. Режу-
щая часть выполняет основную работу по удалению металла
из впадины резьбы. Угол <р и длина режущей части /1 выби-
раются в зависимости от материала нарезаемой резьбы: для
высокопрочных сталей 2<р = 30°; легких и цветных металлов
2<р = 50° и 70° соответственно. В общем случае величина 2ф
выбирается в пределах 25...90°.

Длина режущей части 1Х определяется по формуле

= 4 + 2е , (3 34)

21§ф

где д. — наружный диаметр резьбы; — внутренний диаметр
резьбщ болта; = д - 1,2269/?; 2е = 0,1...0,3 мм.

Угол в плане ф и длина 1Х определяют нагрузки на режущие
кромки плашки, при этом выполняется соотношение

ф Ф = ат./Р, (3.35)

где а — толщина среза (см. рис. 3.26, б); г — число режущих
кромок (перьев). Для стандартных плашек а = 0,038...0,38 мм.

Режущую часть плашек затачивают по передней (см.
рис. 3.26) и задней поверхностям. Передний угол у задается на
внутреннем диаметре резьбы и выбирается в пределах 10...30° в
зависимости от материала обрабатываемой детали: для твердой
стали, серого чугуна и бронзы у = 10...12°, для стали средней
твердости, ковкого чугуна, латуни у = 15...20°, для мягкой
стали и сплавов алюминия у — 20...30°.

Передний угол измеряется в плоскости, перпендикулярной
оси плашки. Если рассматривать передний угол в сечении,
нормальном к образующей заборного конуса, то угол у^ в этом
сечении определяется по формуле

1ё Ул = У соз ф. (3.36)

Большое значение имеет форма передней поверхности
плашки. Существуют две формы передней поверхности: кри-
волинейная (рис. 3.27, а) и плоская (рис. 3.27, б).
I

Рис. 3.27. Формы передней поверхности плашек

Задний угол а = 6...9° задается также на внутреннем диа-
метре и определяется величиной затылования

__ ТТб/,
К = —1 а .

(3.37)

Калибрующая часть. Длина калибрующей части плашки
принимается равной (3...5)/?, а общая длина режущей и калиб-
рующей частей составляет (6... 10)/?. На калибрующей части
плашки не затылуются и задний угол а = 0°. Плашки не
шлифуются по профилю, поэтому они нарезают резьбы степени
точности не выше 6й, 8й, 6§, бе, 6с1.

3.4.2. Определение исполнительных размеров
плашек

Наружный диаметр плашки О определяется внутренним
диаметром резьбы диаметром стружечных отверстий <7 и
размером е}, определяющим прочность корпуса плашки (см.
рис. 3.26):

О — <1 + 2(1 + 2е
1 с 1

(3.38)
В целях уменьшения номенклатуры крепежных патронов
диаметр И должен укладываться в размерный ряд по ГОСТ
9740-71 (12, 16, 20, 25, 30, 38, 95, 55, 65, 75, 90 мм).

Ширина плашки Н=(0,18-0,4)0 и по размеру соответствует
ряду 3, 5, 7, 9, 10, 11, 14, 16, 18, 20, 22, 25, 30 и 36 мм; при
этом выдерживается соотношение Н/р = 6... 10.

Ширина пера/и ширина просвета/ (см. рис. 3.26), как
и размер О плашки, зависят от внутреннего диаметра резьбы
плашки й?, причем///] = 0,65...0,7.

Из рис. 3.28 следует

/ = /, кт т; / 8Ш со,
1 7 1 1

Рис. 3.28. Схема к определению ширины пера и параметров
стружечных отверстий плашки
Параметры стружечных отверстий плашки определяются
радиусами г и Ко расположения их центров.

Для криволинейной передней поверхности из рис. 3.28
имеем

АВ = гх кт со (А-к ОАВ),

АВ = г кш (6 - со) (А-к АВОу

Откуда

г1 кт со — г кт (8 - со)

или

кт(6 - со)

К = ОО = ОА+АО, = г сок со + Г' 5’П Ю сок (8 - со),
01 11 кт(б-со)

Во = гх [сок со + кт со сс§(8 — со)], (3.41)

где 8 = 90° - у.

При плоской форме передней поверхности указанные ра-
диусы определяются по зависимостям

л; к1псо + хкт(со + у)
сок (со + у) ’

7?0 - Г] сок со + х сок (со + у) + г кт (со + у), (3.43)

где к = (1 ...1,15)/; х = (1 ...1,15)Р.
При полученных значениях г и 7?0 необходимо проверить
толщину перемычки е1 по формуле

е, = у - (К0 + г), (3.44)

а величина ех должна быть в пределах (0,15...0,12)0 — для
г = 3-5; и (0,10 и 0,09)0 — для г = (6-8).

3.5. Резьбовые фрезы [4, 8, 9, 6]

Для фрезерования резьбы применяются гребенчатые цилин-
дрические и дисковые фрезы. Гребенчатые фрезы (рис. 3.29)
предназначены для нарезания коротких резьб с мелким шагом
и обеспечивают многократное повышение производительности
по сравнению с нарезанием резьбы резцом.

По конструкции гребенчатые резьбовые фрезы бывают
концевыми с коническим хвостовиком по ГОСТ 24705-81
(рис. 3.29, а) и насадными (рис. 3.29, б) по ГОСТ 24705-82.

Диаметр фрезы О зависит от высоты зуба Н, диаметра от-
верстия <1 (для насадных), диаметра окружности впадин О^

0 = 0] + 2Н, (3.45)
= (1,6...2М, (3.46)
Н = + к +г + А, (3.47)

где Н4 — высота профиля резьбы по ГОСТ; к — величина
затылования; г — радиус закругления впадин зубьев; А — до-
полнительная величина на переточку.

Диаметр отверстия д. (рис. 3.29, б) выбирают из условия
устранения вибрации в процессе работы, а толщину фрезы
назначают в пределах (0,3...0,4)<7.

Для резьб с р = 0,5...6 мм диаметры гребенчатых фрез
находятся в пределах О = 10... 100 мм. Для внутренней резьбы
ь

Рис. 3.29. Гребенчатые резьбовые фрезы
диаметр фрезы должен быть не больше 0,85...0,9 диаметра
отверстия.

Длина рабочей части фрез I — 15... 100 мм для обеспече-
ния обработки по всей длине детали. Параметр I доджен быть
больше на 2-3 шага длины нарезаемой резьбы.

Фрезы затачивают по передней поверхности под углом
у, который назначается в зависимости от материала детали:
у = 0° — для чугуна, бронзы, латуни и твердой стали;
у — 5° ~ для стали средней твердости и у = 10...15° — для
легких сплавов и мягких сталей. Задние углы на вершине зубьев
выбираются в пределах у = 8... 10°, на боковых сторонах у =
4...5° и обеспечиваются на операциях затылования.

Для нарезания трапецеидальных резьб с крупным шагом
и большого диаметра, а также червяков применяют дисковые
фрезы (рис. 3.30).
Рис. 3.30. Дисковая резьбонарезная фреза

Ось фрезы при резьбонарезании устанавливается под углом
к оси заготовки, равном углу подъема резьбы.

Диаметры фрез для трапецеидальных резьб и червяков

= 60... 180 мм; диаметры отверстий под оправку <1 = 27...

60 мм, а высота фрез находится в пределах В ~ 10...40 мм;
число зубьев г = 34...40.

3.6. Резьбонарезные головки [10]

Резьбонарезные головки — это сборный инструмент, ос-
нащенный комплектом круглых гребенок (рис. 3.31, а), или
плоских плашек (рис. 3.31, б, в). По конструкции головки
подразделяются на следующие типы:

• по расположению плашек относительно обрабатываемой
детали:

— радиальные (см. рис. 3.31, а, в);

— тангенциальные (см. рис. 3.31, б);
Рис. 3.31. Схема работы резьбонарезных головок:
а — с круглыми гребенками; б — с плоскими тангенциальными
плашками; в — с плоскими радиальными плашками

• по кинематике резания:

— на вращающиеся для токарных полуавтоматов;

— невращающиеся — для револьверных и резьбонарезных
станков;

• по виду обрабатываемой резьбы:

— для обработки наружных и внутренних резьб.

Литература

1. Баранчиков В.И., Жариков А.Ф., Юдина Н.Д. и др.
Прогрессивные режущие инструменты и режимы резания
металлов: справочник / под ред В.И. Баранчикова. М.: Маши-
ностроение, 1990.

2. Любомирский Ф.Б., Малышева Н.А., Стругацкая Н.Ю.
и др. Рынок металлорежущего инструмента в промышленно
развитых капиталистических странах. М.: ВНИИТЭМР, 1992.

3. Металлорежущий инструмент 8апЙУ1к Сото таги. Основ-
ной каталог. М.: «Сандвик», 2008.

4. Прогрессивный металлорежущий инструмент. Часть 5.
Резьбообрабатывающий инструмент. М.: ВНИИТЭМР, 1992.

5. Резьбообразующий инструмент: Сб. докладов конфе-
ренции. Горький, июнь 1968 г. / под ред. К.Ф. Романова. М:
ВНИИ, 1968.
6. Родин П.Р. Основы проектирования режущих инстру-
ментов: учебник. Киев: Вища школа, 1990.

8. Рыжкин А.А., СолоненкоВ.Г., Заславский В.А. Геометрия
задней поверхности заборного конуса метчиков при затылова-
нии по дуге окружности // Прогрессивные процессы в литей-
ном производстве, обработка давлением, резание металлов и
биметаллов. Краснодар, 1977.

9. Семенченко И.И., МатюшинВ.М., СахаровГ.Н. Проекти-
рование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962.

10. Солоненко В.Г., Рыжкин А.А. Резание металлов и ре-
жущие инструменты. М.: Высшая школа, 2008.

11. Справочник инструментальщика-конструктора / под ред
В.И. Баранчикова. М.: Машиностроение, 1994.

12. Четвериков С. С. Металлорежущие инструменты. М.:
Высшая школа, 1965.
4. ПРОТЯЖКИ

Протягивание — одна из эффективных операций обработки 5
материалов резанием, выполняемая режущим инструментом- *
протяжкой, обеспечивающая получение изделий высокой ;
точности (до 6 квалитета) и шероховатость обработанной по- -
верхности до Ка = 0,32 мкм [9, 2, 5, 8, 3, 4, 7, 6].

Протяжка — многозубый инструмент с рядом последова-
тельно выступающих друг над другом зубьев в направлении,
перпендикулярном скорости главного движения резания. С по-
мощью протяжек можно обрабатывать внутренние и наружные
поверхности различной формы. При протягивании движение
подачи отсутствует, а главное движение резания может быть
поступательным или вращательным.

Разновидностью протяжек являются прошивки, которые
по конструкции принципиально не отличаются от протяжек,
но в отличие от последних работают не на растяжение, а на
сжатие.

По сравнению с другими способами механической обработ-
ки протягивание имеет ряд преимуществ [9, 4]:

1) одновременное участие в работе нескольких зубьев
обеспечивает большую величину минутной подачи в процессе
протягивания. При этом, несмотря на низкую скорость рабо-
чего движения V — 2... 12 м/мин (по чугуну твердосплавные
протяжки имеют V = 40...50 м/мин), относительная скорость
снятия припуска получается выше, чем у других инструмен-
тов, что определяет высокую производительность процесса
протягивания;

2) точность обработки не ниже 7 квалитета;

3) высокое качество обрабатываемых поверхностей —
Ка = 0,92 мкм и в отдельных случаях — Ка= 0,16 мкм по
ГОСТ 2789-73;

4) значительная стойкость протяжек;

5) устранение брака;

6) возможность использования рабочих низкой квалифи-
кации;

7) сокращение расходов на эксплуатацию инструмента.

Высокая стоимость инструмента и его сложность опреде-
ляют и область применения протяжек — массовое и крупно-
серийное, производство. Однако применение протяжек дает
значительный эффект на предприятиях с мелкосерийным и
даже единичным производством, если размеры и формы обра-
батываемых поверхностей нормализованы, а также в случаях,
когда протягивание — единственно возможный или наиболее
экономичный способ обработки.

4.1. Типы и область применения протяжек

По назначению протяжки подразделяются на две группы:
для обработки внутренних поверхностей (отверстий) и наруж-
ных поверхностей.

1. Протяжки для обработки внутренних поверхностей бы-
вают:

— круглые — для обработки круглых отверстий:

— шлицевые — для обработки шлицевых отверстий с
любым типом шлицев;

— шпоночные — для обработки шпоночных пазов и пазов
вообще;

— гранные — для многогранных отверстий;

— протяжки для обработки винтовых канавок.

2. Протяжки для обработки наружных поверхностей раз-
личного профиля.
За последние годы получили распространение протяжки
для обработки зубчатых колес, протягивания цилиндрических
поверхностей валов, наружных шлицев разного профиля на
валах, канавок в форме ласточкина хвоста, Т-образных пазов,
елочных профилей и др. (рис. 4.1) [7, 8].

Рис. 4.1. Сложнопрофильные поверхности, обрабатываемые
протягиванием

По конструктивному исполнению протяжки могут быть
цельными и сборными (составными).

По направлению лезвий относительно скорости главного
движения резания различают протяжки с кольцевыми и винто-
выми зубьями (протяжки для внутреннего протягивания) или
с прямыми и наклонными зубьями (протяжки для наружного
протягивания, плоские и шпоночные).

По материалу режущей части различают протяжки из
инструментальной стали, быстрорежущей стали, твердых
сплавов.

По применяемой схеме срезания припуска различают
протяжки с профильной (или обыкновенной), прогрессивной
(или групповой) и генераторной (или ступенчатой) схемами
резания.

По числу протяжек в комплекте различают протяжки од-
нопроходные и многопроходные (комплектные).

4.2. Основные конструктивные элементы
и геометрические параметры протяжек
для обработки внутренних поверхностей

Несмотря на многообразие протяжек для обработки внут-
ренних поверхностей их разновидности имеют те же конс-
труктивные и геометрические параметры, что и протяжки для
обработки цилиндрических отверстий (рис. 4.2).

Рис. 4.2. Конструктивные элементы протяжки:

— хвостовик; I, — шейка; 13 — переходной конус; /4 — передняя
направляющая часть; 15 — реясущая часть; 16 — калибрующая

часть; /, — задняя направляющая; /8 — опорная цапфа

Хвостовик Э, служит для закрепления протяжки в патроне
протяжного станка. Формы и размеры хвостовиков протяжек
нормализованы: ГОСТ 4044-70 — хвостовики круглые для про-
тяжек, ГОСТ 4043-70 — хвостовики плоские для протяжек.
Передняя направляющая часть протяжки (или просто:
передняя направляющая) предназначена для установки обра-
батываемой детали на протяжке перед протягиванием. Она
обеспечивает плавный, без перекосов, переход детали на ре-
жущую часть протяжки:

/ > Ь детали.

Номинальные размеры диаметров передней направляющей
и предварительно подготовленного отверстия одинаковы, а за-
зор обеспечивается выбором посадок. Диаметр Г>4 выполняется
по посадке Я7//7. Шейка 2 и переходной конус 3 связывают
хвостовик с передней направляющей. На шейку обычно наносят
маркировку протяжки. - (0,3... 1,0) мм; 13 = 10...25 мм

в зависимости от размеров протяжки.

Режущая часть протяжки снабжается большим количес-
твом зубьев и производит всю работу по срезанию припуска.
Профили режущих кромок и поперечные размеры зубьев режу-
щей части постепенно изменяются: первый зуб соответствует
размерам предварительного отверстия, последний — форме и
размерам готового отверстия. Промежуточные режущие зубья
последовательно увеличиваются в размерах, благодаря чему
при протягивании осуществляется срезание зубьями припуска
без движения подачи.

Калибрующая часть протяжки также имеет зубья, но в
меньшем количестве, их размеры и форма одинаковы и со-
ответствуют форме и размерам готового отверстия. Поэтому
калибрующая часть гарантирует получение размеров готового
отверстия и пополняет режущие зубья, выходящие из строя от
износа, при переточках (первый калибрующий зуб становится
последним режущим и т. д.).

Задняя направляющая препятствует перекосу детали на
протяжке и повреждению обработанной поверхности детали в
момент выхода из отверстия последних калибрующих зубьев;
ее диаметр образует с диаметром обработанного отверстия
сопряжение типа посадки НП}1.
Опорная цапфа выполняется только на тяжелых и длин-
ных протяжках и служит для их поддержания с помощью
люнета.

Геометрические параметры зубьев протяжки и размеры
среза покажем на примере шпоночной протяжки (рис. 4.3).
Размеры зубьев протяжки характеризуются следующими ве-
личинами:

I — осевой шаг (измеряется параллельно оси протяжки);

й0 — глубина стружечной канавки;

§ — ширина задней поверхности;

г — радиус закругления дна стружечной канавки;

Ь — ширина зуба (ширина среза);

у и а — передний и задний углы;

(р, — вспомогательный угол (угол поднутрения) выполня-
ется на зубьях шпоночных и шлицевых протяжек.

Рис. 4.3. Геометрические параметры зубьев протяжки и размеры
среза при протягивании

Величины углов у зависят от обрабатываемого материала и
типа протяжки и изменяются в пределах у = 5...20°. Меньшее
значение у следует выбирать для обработки чугуна; для угле-
родистых и малолегированных сталей принимается у = 20°.
У протяжек с односторонним расположением зубьев и
свободным направлением в отверстии у не делают больше 15°
во избежание «подхватывания» протяжки обрабатываемым
материалом.

У протяжек задний угол а для точных отверстий обычно
выбирают в пределах 2...3° с целью сохранения размера зубьев.
Для других типов протяжек принимают протяжки круглые и
гранные для отверстий Н7-Н9 — а = 2...3°; для отверстий
грубее Н9 а = 3...4°; для шпоночных и пазовых с односто-
ронним расположением зубьев а = 3...7°, а для наружных
протяжек а = 10°.

Размеры срезаемого каждым зубом слоя определяются
следующими параметрами: 5 — подача на зуб, Ь — ширина
среза, Ь — длина протягивания.

Разность размеров соседних зубьев протяжки по высоте
называется подъемом протяжки на зуб 5; эта величина и оп-
ределяет толщину среза а: а = 5 .

Для протяжек с односторонними зубьями (плоские, шпо-
ночные) подъем на зуб равен

ДЛ = й. - /г.^ = 5, (4.1)

для симметричного расположения зубьев относительно оси
протяжки (круглые, шлицевые, квадратные):

Дй = а. - = 25. ' (4.2)

Разность между размерами последнего и первого зубьев
протяжки называется суммарным подъемом протяжки:

^}Дй = йп - й ,

^Дй =ап-аг. (4.3)
4.3. Схемы срезания припуска
при протягивании [9, 4, 7, 6]

При проектировании протяжек применяют профильную,
генераторную и прогрессивную (групповую) схемы резания
(срезания припуска). На рис. 4.4 показаны схемы резания для
некоторых характерных операций протягивания.

Операция
протягивания

Плоскости

Схема резания

Профильная Генераторная Групповая прогрессивная

Фасонной

поверхности

Шлицевого

отверстия

Квадратного
отверстия

Рис. 4.4. Схемы срезания припуска при протягивании

По профильной схеме каждый режущий зуб протяжки
срезает относительно тонкие и широкие слои материала парал-
лельно обработанной поверхности. Эта схема применяется в
основном для протяжек, обрабатывающих поверхности простых
форм, например цилиндрических, так как изготовление точного
профиля на всех зубьях протяжки, имеющих разные размеры,
и их заточка затруднительны.

При работе с прогрессивной (групповой) схемой резания
широкий слой металла снимается не каждым зубом, а группой
из нескольких (2...5) зубьев, имеющих одинаковый диаметр
или высоту, при этом первые зубья вырезают в металле ка-
навки, а последующие — промежутки. Каждый зуб срезает
узкую, но более толстую стружку, чем по профильной схеме.
Обработанная поверхность окончательно оформляется зубьями,
работающими по профильной схеме.

Ступенчатая (генераторная) схема протягивания характе-
ризуется срезанием припуска относительно узкими слоями,
расположенными перпендикулярно или наклонно к обработан-
ной поверхности. Срезание припуска производится режущими
зубьями, имеющими переменный профиль, постепенно пере-
ходящий от прямолинейной или круглой формы к заданному
профилю. Окончательное формирование поверхности изделия
производится зубьями, имеющими профиль, совпадающий с
заданным. Преимуществом генераторных протяжек является
их технологичность, недостатком — более низкая точность
профиля изделия по сравнению с профильной схемой.

Протяжки для обработки плоскостей и цилиндрических
отверстий по профильной схеме получаются конструктивно и
технологически проще, чем по прогрессивной и генераторной
схемам. Квадратные и шестигранные, а также плоские протяж-
ки для фасонных поверхностей, выполненные по генераторному
принципу, легче в изготовлении, чем протяжки обыкновенной
конструкции (профильные).

С другой стороны, следует иметь в виду и условия эксплу-
атации протяжек. Например, зубья плоской протяжки обык-
новенной конструкции при работе по корке выкрашиваются,
а по генераторной схеме, перерезая корку поперек, хорошо
сопротивляются выкрашиванию.

Цилиндрические протяжки с прогрессивной схемой резания
срезают более толстую стружку и получаются короче [9].
Во многих случаях протягивания сложных поверхностей
отдельные их участки образуются по профильной схеме,
другие — по генераторной, т. е. комбинированно. Например,
при протягивании шпоночных пазов и шлицевых отверстий
дно канавок образуется по профильной схеме, боковые сторо-
ны — по генераторной.

Припуски при протягивании выбираются в зависимости от
вида протягивания и качества выполнения предварительного
отверстия. Различают припуск на сторону А и припуск на диа-
метр: Ао= Э —1>0 = 2А (рис. 4.5).

При обработке протяжками цилиндрических отверстий
величина Ад в зависимости от диаметра и длины протягива-
ния изменяется от 0,3 до 1,6 мм; для плоских протяжек при
черновой обработке А = З...4мм, после предварительной об-
работки — А =0,25...1мм.

Диаметр предварительного отверстия 2>0 определяется как

ч = -л>

где О — диаметр окончательного отверстия, который равен
2)т.п — для отверстий Н7 и Н9 и 2?^ — для отверстий, выпол-
няемых по НЮ и грубее.

Рис. 4.5. Припуски при протягивании различных видов отверстий:
а — круглое отверстие; б — шлицевое отверстие; в — гранное
отверстие
Для гранных отверстий, профиль которых образован пря-
мыми линиями, наименьший диаметр обработки Л>0 принима-
ется равным диаметру вписанной окружности (рис. 4.5, б).

4.4. Режущая часть протяжек

4.4.1. Профили зубьев и форма стружечных
канавок [9, 6, 4]

Зуб протяжки должен удовлетворять следующим требо-
ваниям:

1) геометрическая форма зуба должна обеспечивать наи-
большую стойкость и возможно большее число переточек;

2) форма канавки должна обеспечивать свободное струж-
кообразование и завивание, а объем канавки должен быть
достаточным для размещения стружки.

При протягивании стали и других пластичных металлов
этим требованиям удовлетворяют зубья с криволинейной
спинкой (рис. 4.6, а). Передняя поверхность, дно канавки и
спинка соединены плавными переходами, что обеспечивает
беспрепятственное движение стружки и достаточно большой
объем для ее размещения.

Зубья с криволинейной спинкой применяются в протяжках
прогрессивных конструкций, когда из-за повышенной толщины
среза образуется большее количество стружки.

Рис. 4.6. Профили зубьев протяжек
При протягивании хрупких материалов (чугун, бронза), а
также стали протяжками обыкновенных конструкций допус-
тимо применение зубьев с прямолинейной спинкой, которая
проще в изготовлении (рис. 4.6, б). При больших шагах и
мелких канавках может применяться удлиненная форма зуба
(рис. 4.6, в).

Элементы профиля зуба связаны следующими соотноше-
ниями (см. рис. 4.6):

Ло = (0,35...0,4)?,

§ = (0,3...0,35)?,

г = (0,5...0,55)?,

К = (0,65...0,8)?.

(4.4)

Расчетные значения й(), § и К округляются до чисел, кратных
0,5, а радиус г — до чисел, кратных 0,1 мм.

4.4.2. Шаг зубьев протяжки

Шаг зубьев ? является вторым основным параметром
протяжки после толщины среза 5. Чем меньше ?, тем короче
протяжка, ниже ее стоимость, плавнее ход и выше качество
обработки. С другой стороны, при малых ? (5. постоянно) воз-
растает нагрузка на станок и опасность разрыва протяжки.

Шаг режущей части ? и профиль зубьев определяют объем
стружечной канавки и длину протягивания. Для упрощения
расчетов объем канавки заменим площадью поперечного сече-
ния круга (рис. 4.7).

Рис. 4.7. Схема к определению шага режущих зубьев протяжки
Если Ь — длина протягивания, 5 — подача на зуб, то
площадь стружки Р = 5, Ь. Активная площадь канавки Г =
= лйт92/4 (см. рис. 4.7). Параметр Рк!Рстр называется коэф-
фициентом заполнения стружечной канавки и должен иметь
минимальное значение

= ЖМ (4-5)

откуда

Ло = 1,13 . (4.6)

Зная /г0 и учитывая, что й0 =(0,35...0,4)г, найдем мини-
мальный шаг:

1 = 3,3^!^ =т41. (4.7)

Величина т = 1...2 — при условии, что 8; < 0,1 мм, =
= 3...3,5. По зависимости (4.7) определяется ориентировоч-
ный шаг. Значения минимальных коэффициентов заполнения
стружечной канавки = 2...4,5, для хрупких материалов
К . =2, для пластичных — К . = 4...4,5.

4.4.3. Количество одновременно работающих
режущих зубьев

При работе протяжки (как и фрезы) в каждый момент
времени в резании участвует целое число зубьев, но это число
периодически становится то больше, то меньше на единицу
(см. рис. 4.8).

При увеличении количества одновременно работающих зу-
бьев, т. е. уменьшении шага протяжки I, повышается плавность
работы и улучшается качество обработки. Обычно при констру-
ировании протяжек г, = 3...8 в зависимости от длины протяги-
вания; 7.. = 3 — для коротких отверстий длиной 12...30 мм, а
для отверстий длиной более 150 мм величина г. = 8. Обычно
г. = 4...5 зубьев. Очевидно (см. рис. 4.8)
Рис. 4.8. К определению количества одновременно работающих
зубьев

2 = - , г- = - + 1. (4.8)

гит ’ (тпах 4

Если отверстие имеет расточку длиной (рис. 4.9), то
количество одновременно работающих зубьев находится по
зависимости

/тах

(4.9)

Рис. 4.9. К определению г,, для протягивания отверстия с выточкой
Из (4.8) видно, что каждому данному значению Ь и г, со-
ответствует ряд значений шагов:

Г = -, Г = —. (4.10)

г, г, -1

4.4.4. Поперечные размеры режущих зубьев

Поперечные размеры и форма первого зуба протяжки соот-
ветствует размерам и форме предварительно подготовленного
отверстия:

а последнего зуба — готовому отверстию и размерам калиб-
рующего зуба:

а = Б.. (4.12)

п 6 4

Промежуточные зубья имеют форму, изменяющуюся в
зависимости от принятой схемы протягивания, а их поперечные
размеры получаются последовательным увеличением размера
предыдущего на величину подачи:

— для протяжек двухстороннего резания

+ 25

а = О , + 25 (4.13)

П П—1 2 7

— для плоских протяжек

11=11+8 или й = й . 4- 5. (4.14)

2 1г п п—1 г 47

Хотя режущие зубья протяжки не дают окончательного раз-
мера детали по диаметру, и по существу их размеры являются
свободными, на них назначаются жесткие допуски, зависящие
от 5г и номинального диаметра протягивания: для <7=18 мм
и 5. = 0,02...0,04 мм допуск 5 = -0,01 мм; для 7 = 120 мм и
5,=0,1 мм допуск 5 = -0,035 мм.
4.4.5. Общее количество режущих зубьев и длина
режущей части

Число режущих зубьев <.р определяется суммарным подъ-
емом протяжки (4.3) и величиной подачи на зуб 5, приходя-
щейся на один зуб или группу зубьев:

— для протяжек с симметричным расположением зубьев
(круглые, шлицевые, гранные)

У дй

= —— + (2...3); (4.15)

2$г

— для протяжек с односторонним расположением зубьев
(шпоночные, плоские)

У Ай

гР = + (1-2). (4.16)

2дг

Второе слагаемое в (4.15) и (4.16) учитывает уменьшенную
толщину стружки 5 = а на переходных режущих зубьях.

Для режущей части для протяжек с прямыми (невинтовы-
ми) зубьями:

/5 = (4.17)

Допуск на длину режущей части /5 принимается равным
± 2 мм.

4.4.6. Средства для дробления стружки

При протягивании стали и других пластичных материалов
образуется сплошная и очень прочная стружка, и ввиду боль-
шой суммарной длины лезвия стружку желательно делить
на части, чтобы облегчить размещение стружек в канавке и
последующее их удаление.

Дробление стружки у протяжек обычной конструкции
осуществляется при помощи стружкоделительных канавок,
располагаемых на всех режущих зубьях в шахматном поряд-
ке; профиль канавки может быть прямоугольным, круглым,
угловым, чаще применяется последний (рис. 4.10).

Рис. 4.10. Размеры стружкоделительных канавок

Размеры стружкоделительных канавок зависят от
размера зуба и назначаются в следующих пределах: =
= 0,6...1,2 мм; со = 45...60°; /г = 0,4...1,0 мм; г =
= 0,2...0,5 мм и Ьк = 5...10 мм.

Количество канавок подсчитывается по зависимости

п = — = —---------- = (0,1 ... 0,2)6. (4.18)

к Ьк (5...10)

4.5. Основные размеры калибрующей»части
протяжки

Поперечные размеры ф6) и форма всех калибрующих зубьев
выполняются такими же, как и у последнего режущего зуба, и
соответствуют форме и размерам обрабатываемой детали

О = Р +5, (4.19)

где Ртах — размер готового отверстия с учетом верхнего пре-
дельного отклонения; 3 — остаточная деформация в металле
(«разбивка» — для толстостенных деталей, «усадка» — для
тонкостенных деталей). Поэтому в формуле (4.19) знак «-»
берется при разбивке, а «+» — при усадке (рис. 4.11).
Рис. 4.11. Определение исполнительного размера калибрующих
зубьев протяжки:

а — разбивка отверстия; б — усадка отверстия

Обычно 5 = 0,005...0,01 мм — для коротких протяжек
длиною 700-800 мм; 8 = 0,01...0,015 — для длинных протяжек
(С > 800 мм).

Допуск на калибрующие зубья составляет 1/4... 1/5 допуска
на протягиваемое отверстие и принимается со знаком «-».

8Об = (1/4...1/5)8с . (4.20)

Такой же допуск имеют два смежных с калибрующими
режущих зуба.

Стружечные канавки у калибрующих зубьев имеют та-
кую же форму, как и у режущих зубьев, однако геометрия
калибрующего зуба отличается от режущего. На калибрую-
щих зубьях затачиваются, а затем доводятся до шерохова-
тости не ниже Ка = 0,16 калибрующие ленточки, величина
которых равна 0,2 мм на первом зубе и увеличивается до
0,8...1,0 мм — на последнем. Ленточка служит для сохра-
нения размеров при переточках. Однако лучше принимать
/ — 0,2 мм постоянной на всех зубьях в целях облегчения
изготовления протяжек.

Задние углы калибрующих зубьев ак - 0°30'...1° — для
двухсторонних протяжек и ак = 1°30'...2° — для протяжек с
односторонним расположением зубьев.

Малые значения углов ак обеспечивают медленное умень-
шение поперечных размеров калибрующих зубьев при переточ-
ках и получение годных отверстий (в пределах допуска) за все
время эксплуатации протяжки.

Передние углы калибрующих зубьев у равны передним
углам режущих зубьев, так как калибрующие зубья при пере-
точках постепенно переходят в режущие.

Количество калибрующих зубьев 7.к должно быть таким,
чтобы обеспечивать нормальное число переточек (8... 15). Реко-
мендуется выбирать т.к в следующих пределах: у протяжек для
отверстий точности Н6 и Н7 т.к = 7.. .8; у протяжек для отверстий
точности Н9 и грубее т.к = 5. ..6, а у протяжек с односторонними
зубьями т.к = 4...5.

Шаг калибрующих зубьев 1к принимается равным шагу ре-
жущих зубьев, для протяжек точности Н6 и Н71к = (0,6...0,7)Г,
но не менее 4 мм.

Длина калибрующей части

/, = I т.. (4.21)

6 К К 7

При протягивании прерывистых поверхностей с расточка-
ми длина калибрующей части должна быть не менее длины
расточки (см. рис. 4.9). В этом случае

/6 = Л + (2...3),,

Количество калибрующих зубьев здесь может быть больше,
чем приведено выше, и определяется условием

^ = - + (2...3).

Г.

(4.22)
Допустимые отклонения на длину калибрующей час-
ти — ± 1 мм.

Общая длина протяжки

А — I + Г + I. + Ь + 1, +2 мм А

п 5 6 7 8 п тах

где I — длина протяжки до первого зуба.

Рис. 4.12. Геометрия калибрующего зуба протяжки

Наибольшая длина протяжки Ьп шах ограничивается: ходом
каретки станка, экономическими соображениями, технологи-
ческими условиями обработки протяжки и сложностью тер-
мообработки. Обычно Д, гаах = 700... 1500 мм — для круглых
протяжек при (1 = 12...50 мм и Ьп шах = 600... 1500 мм — для
шпоночных и плоских протяжек.

Ввиду сложности учета всех видов деформации, возникаю-
щих при работе протяжек, проверку их на прочность производят
только с учетом деформации растяжения
а = кг6 < [ст] ,
^*ГП1П

(4.23)

где Ртх. — сила протягивания, Н; Р^ — минимальная площадь
сечения протяжек, м2 (принимается по первой стружечной
канавке или по хвостовику в том месте, где она ослаблена
выемками под крепежные элементы); [а] — допускаемое на-
пряжение в материале протяжки, МПа.

Значение [а] следует принимать в пределах: [ст] =
= 300...350 МПа для цилиндрических, шлицевых и гранных
протяжек; [ст] =150...200 МПа — для шпоночных и плоских
протяжек. Меньшие значения [ст] относятся к протяжкам из
легированной инструментальной стали, большие — из быст-
рорежущей стали.

4.6. Протяжки для обработки наружных
поверхностей [3, 4, 7, 6, 1]

Протяжки этого вида подразделяются:

• по профилю обрабатываемой поверхности:

— плоские;

— ступенчатые;

— угловые;

— пазовые;

— дуговые;

— фасонные и др.;

• по конструкции:

— цельные и сборные. Они широко применяются в условиях
массового производства, прежде всего в автомобиле- и двига-
телестроении, на вертикально-протяжных станках.

Цельные протяжки для этого типа станков изготавливают
длиной не более 500 мм. Для обработки сложных поверхнос-
тей или при поперечных размерах протяжки более 500 мм их
делают сборными, а секции сборных протяжек закрепляют в
кассетах.
Съем припуска наружными протяжками может осущест-
вляться по профильной, генераторной и прогрессивной схемам.
Схему резания выбирают в зависимости от формы и размеров
обрабатываемой поверхности, удобства размещения режущих
элементов и надежности их крепления, а также для обеспече-
ния равномерности протягивания. К примеру, при обработке
нешироких поверхностей (до 5 мм) с небольшим припуском,
а также для круглых поверхностей применяют профильную
схему. Широкие плоские поверхности обрабатываются про-
тяжками с групповой схемой резания, а заготовки, полученные
ковкой и штамповкой, — по генераторной схеме. На рис. 4.13
приведена конструкция протяжки, собранной из нескольких
секций, для обработки гнезд под подшипники блока цилиндров
автомобильного двигателя.

Рис. 4.13. Протяжка для обработки блока цилиндров

Для обработки труднообрабатываемых материалов и чу-
гуна применяются протяжки с твердосплавными пластинами,
которые припаиваются или крепятся механически к корпусу
инструмента либо его зубьям (рис. 4.14).
Последовательность

секции секции секции

(правая и левая)

Рис. 4.14. Плоская протяжка с механическим креплением
твердосплавных пластин

Расчет элементов режущей части плоских протяжек в
принципе выполняется по такой же схеме, как и для круглых
протяжек.

Литература

1. Горецкая З.Д. Протягивание с большими подачами. М.:
Машгиз, 1960.

2. Климов В.И., Лернер А.С., Пекарский М.Д. и др. Спра-
вочник инструментальщика-конструктора. М.: Машгиз, 1958.

3. Руководство к курсовому проектированию металлоре-
жущих инструментов: учебное пособие для вузов / под ред.
Г.А. Кирсанова. М.: Машиностроение, 1986.

4. Рыжкин А.А., Каганов В.С., Дмитриев В.С. Режущий
инструмент. Ростов н/Д: Издательский центр ДГТУ, 2000.
5. Сахаров Г.Н., Арбузов О.В., Боровой Ю.Л. и др. Метал-
лорежущие инструменты: учебник для вузов. М.: Машино-
строение, 1989.

6. Скиженок В.Ф., Лемешонок В.Д., Целънюк В.П. Вы-
сокопроизводительное протягивание. М.: Машиностроение,
1990.

7. Солоненко В.Г, Рыжкин А.А. Резание металлов и режу-
щие инструменты. М.: Высшая школа, 2008.

8. Таратынов О.В., Земсков Г.Г., Тарамыкин Ю.П. и др.
Проектирование и расчет металлорежущего инструмента на
ЭВМ: учебное пособие для вузов. М.: Высшая школа, 1991.

9. Щеголев А.В. Конструирование протяжек. М.—Л.:
Машгиз, 1960.
5. ФРЕЗЫ

Фреза является одним из самых распространенных ре-
жущих инструментов. В промышленности из общего парка
оборудования фрезерные станки составляют около 18%, а в
авиационной промышленности до 50...60% всего заводского
парка.

Фрезы перед другими типами инструментов имеют
преимущество, так как позволяют производить обработку
фасонных поверхностей без сложной установки и без высокой
квалификации станочника; сама операция фрезерования более
производительна и экономична, чем точение и строгание.

Фрезами, оснащенными минералокерамикой и сверхтвер-
дыми материалами, можно обрабатывать стали, закаленные
до твердости 60НКСэ, исключая в ряде случаев операции
шлифования.

Многообразие выпускаемых промышленностью конструк-
тивных разновидностей фрез можно разделить на следующие
типы:

• по конструкции инструмента:

— фрезы цельные, когда зубья выполнены за одно целое
с корпусом;

— фрезы сборные (со вставными ножами);
— фрезы наборные или комплектные, состоящие из набора
нескольких универсальных и специальных фрез, предназначен-
ных для одновременной обработки нескольких поверхностей;

• по конструкции зубьев:

— фрезы с острозаточенными (остроконечными) зубьями
и фрезы с затылованными зубьями;

• по расположению зубьев относительно оси фрезы:

— фрезы цилиндрические; угловые; торцовые;

— фасонные фрезы, у которых зубья расположены по по-
верхности с криволинейной образующей;

— фрезы с комбинированным расположением зубьев (тор-
цово-цилиндрические, двухугловые и др.);

• по форме зубьев:

— фрезы с прямыми зубьями, фрезы с винтовыми зубьями;

— фрезы с угловыми зубьями;

• по профилю зубьев (по назначению):

— резьбовые, зуборезные дисковые и пальцевые;

— зуборезные червячные, дисковые фасонные (для канавок
инструментов);

• по способу крепления на станке:

— фрезы концевые (с коническим или цилиндрическим
хвостовиком);

— фрезы насадные, имеющие отверстия под оправку.

Огромная номенклатура применяемых фрез не позволяет
рассмотреть все возможные, в соответствии с приведенной
классификацией, их типы. Поэтому мы ограничимся изу-
чением конструктивных и геометрических особенностей
острозаточенных и затылованных фрез, а также сборных
фрез различных типов с механическим креплением непере-
тачиваемых пластин твердых сплавов, минералокерамики и
сверхтвердых материалов. Последние, как и резцы, нашли
широкое применение в автоматизированном производстве
на станках с ЧПУ.
5.1. Фрезы с острозаточенными зубьями

5.1.1. Конструктивные элементы и геометрические
параметры фрез [4, 7, 9, 13]

Несмотря на многообразие типов острозаточенных фрез
(цилиндрические, торцовые, дисковые, концевые, угловые,
пилы по металлу) они имеют много общих конструктивных
элементов: диаметр инструмента, посадочные размеры, фор-
ма зубьев и их число, углы режущей части, устройства для
дробления стружки.

Диаметр фрезы влияет как на процесс фрезерования, так
и на выбор конструктивных элементов инструмента. Целесо-
образно выбирать наибольший диаметр фрезы, так как с этим
связано число зубьев, их размеры и форма, толщина тела
корпуса. На практике для обеспечения достаточной прочности
корпуса используется зависимость

Г», = (1,6 - 2,5)й,

где Г>( — диаметр окружности впадин зубьев; <7 — диаметр
посадочного отверстия.

Размерный ряд острозаточенных фрез стандартизирован для
каждого вида: например, фрезы концевые из быстрорежущей
стали (ГОСТы 17025-71, 17026-71, ТУ 2-035-0222232-90, ГОСТ
15086-69) изготавливаются диаметрами 3...63 мм, а твердо-
сплавные концевые фрезы (ТУ 2-035-854-81, ТУ 2-035-824-81,
ТУ 2-035-748-80) — 3...40 мм.

Концевые твердосплавные цельные фрезы изготавливаются
по ТУ 2-035-0223131.159-90 диаметрами 14...30 мм; дисковые
трехсторонние фрезы быстрорежущие (ТУ 2-035-0224638.1156-88)
имеют диаметры 100...250 мм. В таком же диапазоне размеров
отечественная инструментальная промышленность выпускает
торцовые фрезы со вставными ножами из быстрорежущей стали
(ТУ 2-035-0224638.1155-88).
Посадочным размером для насадных фрез является диаметр
отверстия под оправку, который в зависимости от наружного
диаметра инструмента выбирается из ряда 16, 22, 27, 32, 40,
50 и 60 мм.

Форма зубьев и впадин фрез должны обеспечивать
прочность зубу и достаточное пространство для размещения
стружки, ее отвод из зоны резания, а также максимальное
количество переточек.

Для острозаточенных фрез наиболее распространена тра-
пецеидальная форма зуба (рис. 5.1, а), которая применяется
у чистовых фрез. Зуб такой формы затачивается по задней
поверхности. Высота зуба /г выбирается в пределах 0,5...0,65
от окружного шага, а г=(0,5—2,0) мм.

Рис. 5.1. Форма остроконечных зубьев

Крупные зубья фрез оформляются согласно рис. 5.1, б, в.
Форма зуба по рис. 5.1, б имеет двойную прямолинейную
спинку, где а — рабочий задний угол, а а, = 20...30°. Зуб
третьей формы (рис. 5.1, в) имеет криволинейную спинку,
при этом К = (0,3...0,45)0, /г = (0,3...0,45)?^; / = 1...2мм,
г = (0,4...0,75)/г, а а1 = а + (10...15°). Такую форму зуба име-
ют, к примеру, быстрорежущие концевые обдирочные фрезы
(ГОСТ 15186-69).
Число зубьев выбирается из условий обеспечения равно-
мерности фрезерования. Как известно из теории резания, для
винтовых фрез равномерность фрезерования достигается при
условии, когда ширина фрезерования кратна осевому шагу
инструмента, т. е.

В/Го = С,
где С — целое число.

Если О — диаметр фрезы, со — угол наклона зуба, то

г = (СлО сг§ а>)В.

Для прямозубых фрез это условие выполняется, если од-
новременно работает не менее двух зубьев, т. е.

360° с

2 = ----

где ср = агссохр - — — угол контакта; Е, > 2 — коэффициент
неравномерности (Е = ср/е = срг/360°).

Углы режущей части выбираются в зависимости от типа
фрезы, свойств обрабатываемого материала и технологических
условий обработки.

Передние углы у быстрорежущих фрез при обработке стали
изменяются в пределах 20... 10°, твердосплавных —1-15°...-15°,
причем меньшие значения у назначаются для обработки стали
с большей прочностью (ст( > 1000 МПа).

Задний угол а у мелкозубых фрез принимается равным 16°,
для фрез с крупным зубом — 12°, а для дисковых и прорез-
ных — до 30°; у твердосплавных фрез а = 5...8°. Некоторые
типы фрез имеют вспомогательные режущие кромки, задние
углы а, на них выбираются в пределах 4...8°.

Для торцовых и трехсторонних фрез важную роль играет
главный угол в плане ср, определяющий соотношение между
шириной и толщиной среза, и вспомогательный угол в плане
Ф1? при этом рабочая часть у фрез может быть оформлена
различным образом в зависимости от типа фрезы и условий
резания (табл. 5.1).
Углы в плане фрез основных типов

<р Фо Ч>1 Характеристика фрез
гЫ . 1—-А Ф\ др г 20...30 2...3 Торцовые фрезы сй> 150мм для гру- бой обработки с глуби- ной резания до 3 мм
45...60 — 2...3 При глубине резания до 3 мм
/Кг® , у, 45...60 2...3 Торцовые фрезы сР > 150мм для чистовой обработки при больших подачах. Вспо- могательная кромка выбирается равной /„ = (4...6)5,
г/, \д \///Х —Р' ' 45...60 2...3 Торцовые фрезы с О < 150 мм для чисто- вой обработки с одним зачистным зубом, возвышающимся над остальными на 0,06 мм. Фрезы с О > 250 мм имеют два зачистных зуба. Длина /0 > 5,, но не менее 30 мм. Угол ср! на зачистных зубьях равен 0 при обработке чугуна и <Р[ = 6...12° — при обработке стали
43 - ш «Г! т 1
/ д*/\ 90 45 1...3 Торцовые фрезы для обработки взаимно пер- пендикулярных плос- костей, пазов и канавок. Фаска/0 = 0,5-1,5 мм в зависимости от диамет- ра фрез
<Р1 "ХЛ
Окончание табл. 5.1

<р Фо Ф1 Характеристика фрез
1^6 Вг 90 45 1...2 Фрезы дисковые двух- и трехсторонние. Фаска /О=0,5...1,5 мм, если не задана чертежом
\/// У// / / / 4 я 1 *— -г? [
90 Прорезные (шлицевые) фрезы сО = 40...60 мм; при ширине до 0,8 мм <р! = 15°, свыше 0,8 мм — <р, = 30°

Углом наклона режущей кромки А снабжаются все типы
фрез с угловой режущей кромкой — торцовые, дисковые, двух-
и трехсторонние. Для твердосплавных фрез А. = 12...15°, а у
быстрорежущих фрез А. не превышает 10°.

У цилиндрических фрез с винтовым и наклонным зубом
Обычно цилиндрические насадные фрезы имеют со =
= 45...60°, концевые — 30...60°, а дисковые двух- и трехсто-
ронние — 15...20°.

5.1.2. Конструктивные особенности некоторых
типов острозаточенных фрез из быстрорежущей
стали

Фрезы из быстрорежущей стали по назначению представ-
ляют самую значительную группу фрезерного инструмента и
по назначению бывают: цилиндрические, дисковые, угловые,
торцовые, отрезные и пилы по металлу.

Концевые фрезы предназначены для обработки плос-
костей, уступов, прямоугольных пазов и изготавливаются с
цилиндрическим хвостовиком (ГОСТ 17025-71) диаметром
3...32 мм, с коническим хвостовиком (ГОСТ 17026-71) диамет-
ром 14...63 мм, для станков с ЧПУ (ТУ 2-035-0222232.3-90)
диаметром 14...50 мм. Для чернового фрезерования открытых
широких поверхностей на деталях с большими припусками
применяют обдирочные концевые фрезы (ГОСТ 15086-69).
Рис. 5.2. Конструкция и геометрические параметры концевой фрезы

На рис. 5.2 показана типовая конструкция и геометрические
параметры стандартной концевой фрезы из быстрорежущей
стали для обработки стали и чугуна.

Торцовые фрезы со вставными ножами из быстрорежущей
стали изготавливаются диаметром 80...250 мм, шириной В = 36...
45 мм и с числом зубьев г = 10...26 (ГОСТ 1092-69) (рис. 5.3).

Рис. 5.3. Фреза торцовая насадная со вставными ножами
Рис. 5.4. Фрезы дисковые трехсторонние:
а — с прямым зубом; б — с разнонаправленными зубьями

Дисковые фрезы в зависимости от наружного диаметра и
ширины зуба изготавливаются цельными и сборными со встав-
ными ножами. К этому типу фрез относятся пазовые, трех- и
двухсторонние угловые и другие, например, трехсторонние
дисковые фрезы (рис. 5.4) с прямым зубом (см. рис. 5.4, а)
(ГОСТ 28527-90) изготавливаются диаметром 50.ч. 125 мм, с
разнонаправленными зубьями (ГОСТ 9774-81, ГОСТ 16227-
81) — диаметром 63... 125 мм с углом наклона зубьев со =
= 15...20°.

Отрезные фрезы (пилы) предназначены для разрезки заго-
товок различного профиля; номенклатура этих фрез с мелким,
средним и крупным зубом регламентирована ГОСТ 2679-73
(рис. 5.5): диаметры отрезных фрез = 20...315 мм, а число
зубьев 2 = 16...200.

Разновидностью отрезных фрез являются сегментные пилы
по ГОСТ 4047-82 (рис. 5.6, а). Пилы диаметром более 200 мм
выполняются сборными. Корпус пилы выполнен в виде дис-
ка из конструкционной стали, и по всей окружности к диску
Рис. 5.5. Фреза отрезная

Рис. 5.6. Конструкция сегментной пилы
закрепляются сегменты из быстрорежущей стали. Геометрия
зуба отрезной пилы приведена на рис. 5.6, б; спинка зуба имеет
профиль, выполненный по дуге окружности:

у = 0...250; а = 12...16°; ср, = 2°30'...2°15'

5.1.3. Конструктивные особенности
острозаточенных твердосплавных фрез

По конструктивному исполнению твердосплавные фрезы вы-
пускаются монолитными, с припаянными пластинами, сборными,
оснащенными ножами или многогранными пластинами.

Монолитные фрезы из твердого сплава по ГОСТ 18372-73
выпускаются двух типов: цельные диаметром З...12мм,
г = 3...5, ы = 30...40° и со стальным хвостовиком диаметром
5...12 мм, г = 3...5 и со = 30...40°. На рис. 5.7 показана конс-
трукция концевой фрезы (ГОСТ 20539-75) с коронкой твердого
сплава, которая припаивается конической частью к стальной
оправке. Такие фрезы имеют г = 3...8 и изготавливаются диа-
метром 5...22 мм.

Рис. 5.7. Монолитная фреза из твердого сплава
Торцовые фрезы, оснащенные твердым сплавом, получили
наибольшее распространение в металлообработке. Фрезы со
вставными рифлеными ножами и припаянными пластинами
твердого сплава по ГОСТ 9473-80 изготавливаются диаметром
100. ..250 мм, с числом зубьев г = 10. ..24 и предназначены для
обработки плоскостей и невысоких уступов в чугунных деталях.
Согласно ГОСТ 24359-80 изготавливаются насадные торцовые
фрезы диаметром 100...630 мм с числом зубьев г = 8...30.
Ножи таких фрез крепятся в клиновидном гладком, без риф-
лений, пазу корпуса гладкими клиньями с углом 5°.

Рис. 5.8. Фреза торцовая насадная со вставными ножами

5.1.4. Фрезы с механическим креплением сменных
многогранных пластин твердого сплава

и сверхтвердых материалов

Фрезы с механическим креплением СМП широко применя-
ются на универсальном оборудовании, станках с ЧПУ и ГПС.
Они обеспечивают большую стойкость и производительность
по сравнению с фрезами других конструкций, допускают ис-
пользование различных инструментальных материалов при
уменьшении номенклатуры фрез. Исключение операций пайки
и заточки ножей снижает брак и дает возможность использовать
сплавы, трудно поддающиеся пайке.

Наибольшее распространение получили торцовые, кон-
цевые, торцово-цилиндрические, дисковые и другие фрезы
с СМП, которые практически заменили фрезы предыдущего
поколения.

Конструкции фрез с СМП отличаются большим разнообра-
зием, и многие из них нормализованы и стандартизированы.
На рис. 5.9 показана типовая конструкция стандартной фрезы
с СМП (ГОСТ 26595-85) [7, 14].

Рис. 5.9. Торцовая фреза с механическим креплением пятигранных
СМП

Такие фрезы выпускаются с трехгранными (<р = 90°),
четырехгранными (<р = 75°), пятигранными (<р = 67°) и круг-
лыми пластинами из различных твердых сплавов диаметром
100...200 мм. В корпусе 1 фрезы имеются пазы с установлен-
ными державками 6 со штифтами 7, на которые надеты режу-
щие пластины 8. На корпусе расположено кольцо 2, имеющее
отверстия для зажимных винтов 5, ввернутых в хвостовики
державок. Для более удобной сборки фрезы предусмотрены
пружины 3 и шайбы 4, поджимающие режущую пластину
к базовым поверхностям корпуса и державки. Окончательно
пластину закрепляют винтом 5 при втягивании державки, ко-
торая штифтом прижимает режущую пластинку к специально
выполненным в кольцевом желобке 10 фаскам 9. Форма же-
лобка соответствует форме пластины.

Торцовые насадные фрезы с механическим креплением
твердосплавных пластин в блоках представлены на рис. 5.10
[14]. Четырехгранные пластины 2 могут крепиться прямо к бло-
ку 4, размещенному в пазах корпуса 1, винтом 3 (рис. 5.10, а).
Фрезы с таким креплением пластин отличаются универсаль-
ностью, так как позволяют на базе одного корпуса получать
фрезы для различных работ путем замены блоков с пластинами
одной формы на другую. Подобные фрезы выпускает фирма
«Планзее» (Австрия).

Рис. 5.10. Фрезы торцовые насадные, блочные

Крепление трехгранных пластин 2, установленных в бло-
ке 3, но закрепляемых клином 5 через корпус 1, показано на
рис. 5.10, б. Эти фрезы отличаются наличием регулировки в
осевом направлении блока 3 с помощью эксцентрика 6 и вы-
пускаются по ОСТ 23.5.398-81.

Фрезы с тангенциальным расположением твердосплавных
четырехгранных пластин (рис. 5.11) состоят из корпуса 1 с
гнездами под пластинки, пластинок 2, винтов-коромысел 5,
шариков 4 и гаек 3 [2].
Пластинки в корпусе закреплены тангенциально, при этом
усилие резания действует в направлении большей стороны
пластинки, за счет чего нагрузки на пластинку могут быть по-
вышены. Смена пластинок осуществляется поворотом гайки 3;
при этом винт-коромысло 5 перемещается вдоль оси, касается
шарика 4 участками своей канавки возрастающей глубины и
освобождает пластинку. После поворота или замены пластинки
винт-коромысло 5 с помощью гайки перемещается в обратном
направлении и прижимает пластинку к базовым поверхностям
корпуса.

Аналогичный способ крепления режущих пластин ис-
пользован в конструкции фрезы с механическим креплением
режущих пластин из керамики.

Рис. 5.11. Фреза с тангенциальным расположением твердосплавных
четырехгранных пластин

Широкое применение получили также концевые и торцово-
цилиндрические фрезы с СМП. Концевые фрезы с механическим
креплением пятигранных или ромбических пластин (рис. 5.12)
[1, 2] состоят из корпуса 7 с гнездом под пластинки и коническо-
го хвостовика для крепления на станках. В корпус вставляется и
216
закрепляется винтом 5 втулка 3, на которой в радиальном направ-
лении базируются режущие пластины 2. Пластинка опирается на
основание гнезда корпуса и прижимается к базовым поверхностям
корпуса и втулки с помощью пружинящего штифта 4. Смена лез-
вия после его затупления осуществляется выпрессовкой штифта 4,
поворотом или заменой пластинки и запрессовкой штифта. Кроме
стандартных твердосплавных пластинок в корпус фрезы можно
вставить и другие пластинки.

Такие фрезы выпускаются по ТУ 2-035-476-76 диаметрами
от 20 до 50 мм (четырехгранные пластинки) и от 40 до 63 мм
(пятигранные пластинки).

Рис. 5.12. Концевая фреза с механическим креплением СМП
Обычно концевые и торцово-цилиндрические фрезы изго-
тавливают с углом в плане <р = 90° с треугольными и квадрат-
ными пластинами, хвостовые фрезы с О= 16.. .40 мм и насадные
с О - 50... 10 мм. Пластины с положительным или отрицатель-
ным передним углом закрепляются в корпусе винтом, клином
или прижимной планкой. Квадратные пластины располагаются
на зубьях в шахматном порядке и закрепляются винтами, при
этом угол наклона зубьев должен быть в пределах 6...15°. Плас-
тины, расположенные у торца, упираются в цилиндрические
штифты, предохраняющие их от сдвига в осевом направлении.
Некоторые конструкции концевых и торцово-цилиндрических
фрез выпускают по ОСТ 23.5.333-80.

Израильская фирма 18САК предлагает потребителю
широкую гамму концевых копировальных фрез (рис. 5.13)
оригинальной конструкции с механическим креплением СМП
сферической формы с радиусом 7?=4... 10 мм [12].

Рис. 5.13. Копировальные концевые фрезы с механическим
креплением СМП с К = 4 мм (а), 5 мм (б) и 6... 10 мм (в)
Эти фрезы выпускают с нормальной и с удлиненной
рабочей частью. Фрезы с нормальной рабочей частью имеют
цилиндрический корпус, а с удлиненной — конический для
обеспечения достаточной жесткости в процессе резания.

В фрезах с К=4 и 5 мм СМП 1 (см. рис. 5.13, а и б) за-
крепляют в гнезде корпуса 2 с помощью винта 3. Боковые
поверхности 4 гнезда и СМИ образуют жесткое соединение
типа «ласточкина хвоста», что препятствует сдвигу пластины
под действием сил резания в процессе обработки.

СМП для фрезы с К=4 мм имеет одну режущую кромку, а
для фрезы с П=5 мм — две (рабочую и запасную). Специальная
форма передней поверхности этих пластин облегчает процесс
стружкообразования.

В фрезах?? = 6, 8 и 10 мм (рис. 5.13, в) используются СМП
с двумя симметрично расположенными режущими кромками
и установочной поверхностью V-образной формы. В корпусе 2
фрезы выполнен паз, дно 3 которого является опорной поверх-
ностью для СМП и имеет ответную У-образную форму.

Прорезь 4 паза, более узкая и длинная, чем прорезь дна 3,
отделяет упругую часть корпуса фрезы (упругий прихват) от
жесткой части. Закрепление СМП прихватом осуществляется с
помощью специального винта 5. Пластина имеет поперечную
режущую кромку (как у сверла), что обеспечивает ее врезание
в обрабатываемый материал.

Опорная поверхность СМП, обращенная к упругому прихва-
ту, и сопряженная с ней поверхность прихвата имеют также V-
образную форму (угол раскрытия примерно 170°). Наличие двух
опорных поверхностей Р-образной формы исключает смещение
пластины относительно оси фрезы в процессе резания.

Для обработки закаленных сталей и высокопрочных чугунов
применяют фрезы, оснащенные сверхтвердыми материалами
(СТМ) различных марок и керамикой. По сравнению с твердо-
сплавными такие фрезы обеспечивают повышенные в 4... 10 раз
скорости резания, но при уменьшенных до 4 раз подачах на зуб;
при этом достигается шероховатость обработанной поверхности
как при шлифовании.

В России разработана гамма насадных сборных торцовых
фрез с механическим креплением круглых и многогранных
пластин из СТМ и керамики диаметром 100...400 мм (ТУ 2-
035-918-83, ТУ 2-035-713-80, ТУ 2-035-624-84). Практическое
применение нашли три разновидности фрез [6, 7, 8, 2]: с ме-
ханическим креплением ножей (вставок), оснащенных компо-
зитом; с механическим креплением пластин и с механическим
креплением кассет с режущими пластинками. Некоторые конс-
труктивные варианты этих разновидностей фрез показаны на
рис. 5.14-5.16 [2, 14]. В корпусе 1 многозубой торцовой фрезы
(рис. 5.14) ножи 2 расположены под углом 10° к оси фрезы и
крепятся винтом 5 и втулкой 4, имеющей угловую лыску.

Рис. 5.14. Многозубая торцовая фреза с ножами из композита

При завинчивании винта втулка, перемещаясь, заклинивает
вставку в отверстии. Винты 6 предназначены для регулировки
ножа 2 после его заточки или замены. Фрезы этого вида из-
готавливаются по ТУ 2-035-918-83 диаметром 80...200 мм и
оснащаются композитом 01.

Разработаны и серийно выпускаются торцовые одно- и
двухступенчатые фрезы с механическим креплением круглых,
квадратных и ромбических пластин из композита. Конструкция
хвостовой торцовой фрезы диаметром 20.. .63 мм с механическим
креплением круглых или ромбических пластин из СТМ представ-
Рис. 5.15. Хвостовая торцовая фреза

Рис. 5.16. Насадные сборные торцовые фрезы с осевым
регулированием пластин из СТМ и керамики

лена на рис. 5.15. Инструмент состоит из корпуса 1 и режущих
пластин 2, закрепляемых в корпусе прихватом 3 и винтом 4.

В двухступенчатых фрезах (ТУ 2-035-713-80) пластины рас-
положены в два ряда, а упорные поверхности гнезд смещены
на 1,5 мм. Закрепление пластин обоих рядов осуществляется
одним прижимом. Пластины внешнего ряда производят черно-
вую обработку, а пластины внутреннего ряда — получистовую
обработку. Такие фрезы изготавливаются со сменными пласти-
нами из композита 05 в диапазоне диаметров 100...400 мм.

Главным направлением развития конструкций торцовых
фрез с пластинами из СТМ и керамики является использова-
ние кассетного принципа (рис. 5.16) [6, 14]. Например, пока-
занный на рис. 5.16 вариант использования фрезы диаметром
125...250 мм, предназначен для работы на станках с ЧПУ, а
диаметром 315...800 мм на специальных тяжелых станках и
станках, встраиваемых в автоматические линии. Фреза состо-
ит из корпуса 1 и кассет с режущими пластинами 8. Кассеты
состоят из державки 6, прихвата 9, крепежного винта 7, суха-
ря 4 и регулировочного винта 3 с ограничительной шайбой 5 и
крепятся в пазах корпуса винтами 2.

Фрезы, оснащенные СТМ и керамикой, следует эксплуа-
тировать на металлорежущих станках повышенной, высокой и
особо высокой точности и имеющих высокий верхний предел
частоты вращения шпинделя 3000 об/мин и более.

Рассмотренные выше конструкции фрез с СМП и СТМ
являются частью применяемой в ряде стран, в том числе и в
Российской Федерации единой системы, обозначений и приме-
няемости этого типа режущего инструмента [4]. Ниже пред-
ставлена система обозначений фрезерного инструмента с СМП
согласно ГОСТ 27066-86 и 180 3338/11 и последовательность
выбора типов инструментов в зависимости от конструкций и
метода крепления режущих пластин.

1 23456789 10 11

МТ 1 90

20 Н 03 АР 11

1. Тип режущего инструмента:

МТ — «М1Шп§ Тоо1» — фрезерный инструмент.

2. Исполнение крепежной части:

1 — хвостовое исполнение;

2 — насадное исполнение с базированием по отверстию и
ступице (торцовые фрезы);

3 — насадное исполнение с базированием по отверстию и
двум ступицам (дисковые фрезы).
3. Главный угол в плане режущей части:

90-90°, 45-45° и т.д.;

00 — для круглых СМП.

4. Особенности исполнения режущей части:

В — с возможностью сверления;

Р — для получения фасок;

К — кассетное исполнение;

КС — кассетное исполнение с креплением пластины без
отверстия прихватом;

Ь — удлиненная режущая часть, торцово-цилиндрическая
фреза;

8 — для чистового фрезерования;

X — удлиненное исполнение с удлиненной режущей
частью;

Т — для Т-образных пазов.

5. Форма крепежной части инструмента:

5! — концевых фрез:

XV — цилиндрический хвостовик с лысками типа «\Уе1с1оп»
(ОШ 1835 В);

2 — цилиндрический хвостовик (ОШ 1835 А);

МК — конус Морзе ОШ 228 А;

С — короткий цилиндрический хвостовик с резьбой;

8К — мадаческий конус 7/24 (ОШ 2080);

МС — метрический конус 7/24 для станков с ЧПУ
(ОШ96871 А);

СУ — метрический конус 7/24 для станков с ЧПУ по стан-
дарту США (САТ-У Пап§е);

52 — торцовых фрез:

6. Номинальный диаметр режущей части, мм.

7. Исполнение:

К. — праворежущее;

Ь — леворежущее;

— нейтральное (возможно использование как в виде
праворежущего так и леворежущего инструмента).
8. Число эффективных режущих зубьев, используемое при
расчете подачи.

9. Форма и главный задний угол основной режущей пластины
по 180 1832.

10. Длина главной режущей кромки основной режущей плас-
тины, мм.

11. Особое обозначение:

— длина режущей части для торцово-цилиндрических
фрез, мм;

— минимальная и максимальная ширина режущей части с
учетом диапазона регулирования для дисковых трехсто-
ронних фрез, мм;

— номинальная ширина режущей части для отрезных фрез,
мм;

1К — исполнение с внутренними каналами для подачи СОЖ
к режущей кромке;

1К-В — исполнение хвостовика МС с центральной подачей
СОЖ через фланец;

1К-АБ — исполнение хвостовика 1ЧС с центральной подачей
СОЖ через сквозное отверстие в хвостовике;

1К-АОВ — исполнение хвостовика ]\С с центральной пода-
чей СОЖ через фланец или сквозное отверстие в хвостовике;

Ь... — общая длина фрезы (для фрез удлиненного испол-
нения);

8 — специальное исполнение,
с

5.2. Фрезы с затылованными зубьями [9, 7]

5.2.1. Конструктивные особенности затылованных
фрез

Фрезы с затылованными зубьями применяются в основном
для фасонной обработки. Особенностью их зубьев является то,
что при заточке по передней поверхности, лежащей в осевой
плоскости фрезы, сохраняется профиль изделия до полного
износа фрезы. Для этого зуб фрезы обтачивается (затылуется)
по некоторой кривой.
Преимущества и недостатки фрез с остроконечными (зато-
ченными) и затылованными зубьями:

1. При переточках у острозаточенных фрез пространство для
размещения стружки резко уменьшается, а у затылованных,
наоборот, увеличивается (рис. 5.17).

2. Затылованные фрезы допускают большее число перето-
чек, чем фрезы с острозаточенными зубьями.

Рис. 5.17. Профиль зубьев острозаточенной (а) и затылованной
фрезы (6)

3. Затылованные фрезы дают худшую чистоту и боль-
шую шероховатость обработанной поверхности, чем фрезы
острозаточенные, так как они не подвергаются круглому шли-
фованию (зубья расположены на разном расстоянии от оси
фрезы и имеют меньшее число зубьев, в результате работают
неспокойно).

4. Профиль затылованной фрезы, как правило, не шлифу-
ется, не удаляется обезуглероженный слой при термообработке,
поэтому стойкость затылованных фрез ниже.

Несмотря на ряд крупных недостатков, фрезы с заты-
лованными зубьями получили широкое распространение в
инструментальном производстве при фрезеровании канавок
сверл, метчиков, разверток и других фасонных поверхностей
как обеспечивающие постоянство профиля изделия.

Постоянство профиля изделия зуб затылованной фрезы
обеспечивает в том случае, если он затылован по кривой, у
которой угол между касательной и радиусом-вектором имеет
постоянную величину или изменяется в незначительных пре-
делах, т.е. сохраняется постоянным задний угол.
Рис. 5.18. Профиль зуба фасонной фрезы

Рассмотрим самый простой случай оформления главной
задней поверхности зуба фасонной фрезы — по прямой линии
(аЪ), наклоненной под некоторым углом а к касательной к
окружности (рис. 5.18).

Профиль зуба будет очерчен прямыми с<1, параллельными
заданной прямой. По мере переточек фрезы диаметральными
плоскостями 00, 01, 02 (для обеспечения у = 0) первоначаль-
ная высота зуба /г = ас не остается постоянной (Л1 < /г), так
как непараллельные отрезки Лг Л2 заключены между парал-
лельными прямыми аЬи с(1и не равны между собой. В то же
время размеры, параллельные оси фрезы (В, Ъ — фрагмент), при
переточках не изменяются. В результате того, что Л > > Л2

изменится глубина профиля на обрабатываемой детали. Под
каким бы углом а мы не наклоняли прямую затылка аЬ, пос-
тоянство высоты профиля зуба Л при переточках обеспечено не
будет; одновременно с уменьшением А при переточках фрезы
изменяются углы а и дополнительные к ним углы ц: в положении
00 угол а > ар а в положении 01, наоборот, р2 > ц. Таким
образом, для обеспечения постоянства высоты зуба затылован-
ной фасонной фрезы при переточках необходимо затылование
произвести по такой кривой, у которой угол а (задний угол)
или ц (угол между касательной в точке кривой затылования
и радиусом-вектором этой точки) был бы постоянным или
менялся в незначительных пределах.

Из таких кривых заслуживают внимания логарифмическая
спираль и спираль Архимеда.

5.2.2. Затылование по логарифмической спирали
[7, 9, 10, 11]

Уравнение логарифмической спирали в полярных коорди-
натах имеет следующий вид:

р = ае™0,

(5.1)

где р — радиус-вектор, проведенный из начала координат в
точку на кривой; а, т — постоянные коэффициенты; е — ос-
нование натуральных логарифмов; ® — текущий полярный
угол для данной точки кривой, в радианах.
При перемещении радиуса вектора по часовой стрелке от
полярной оси угол 0 положителен, против часовой — отри-
цателен. При 0 = 0 р = а. Для точки «х» на кривой уравнение
спирали

рх = аетв'.

Из дифференциальной геометрии известно, что угол ц
между радиусом-вектором и касательной для одной и той же
точки плоской кривой определятся по формуле

Ц, = Р/Р',
где р' — производная уравнения кривой по параметру.

Тогда для точки х логарифмической спирали имеем

, / , аетв 1

18Рх = р/р = ---; с(ё цх = т

тае т

или

1§аг = с(§ цх = т = соп81. (5.2)

Таким образом, логарифмическая спираль, обеспечивающая
постоянство заднего угла, является приемлемой кривой для
затылования.

Затылованный зуб можно рассматривать состоящим из
целого ряда кривых, уже не являющихся логарифмическими
спиралями. Допустим, что через верхнюю часть зуба, т. е. через
Л и В (рис. 5.20) проходит расчетная логарифмическая спираль.
Она стремится к центру фрезы, являющейся асимптотической
точкой для спирали. Если через другую точку профиля С,
расположенную на величину/г ниже точки Л, провести лога-
рифмическую спираль, то она тоже будет стремиться к центру
фрезы. Тогда расстояния йр й2, ...й. между спиралями будут
все время уменьшаться: 1г} > й2 ...И..

Однако на практике это не имеет места, так как при за-
тыловании высота профиля зуба А остается постоянной, что
достигается постоянством формы затыловочного резца. Поэ-
тому реально получается, что точная логарифмическая спираль
Рис. 5.20. Конхоида логарифмической спирали

проходит через одну или несколько точек профиля, а через
другие точки профиля, лежащие ниже или выше расчетной,
проходят другие кривые, называемые конхоидами (конхоиду
можно построить по точкам, откладывая величину Л от кривой
АВ, рис. 5.21).

Рис. 5.21. Задний угол на конхоиде логарифмической спирали
Рассмотрим как меняются задние углы у точек профиля,
лежащих на конхоидах. Из рис. 5.21 имеем

АС = ВО = /г.

Уравнение спирали для точки В:

р = ае"1®.

Уравнение конхоиды для точки О:

г = р - к = ае^ - к.

(5.3)

Угол между касательной и радиусом-вектором точки В>:

р - /г _ ае"'е - к _ р - /г
(р - к)' тае"‘& тр

(5.4)

Тогда задний угол для точки конхоиды

, , тр р

=сф«/г =—5- = -^—(5.5)
' ' р - Л р - к

где т = ал.

Из формулы (5.5) видно, что задние углы для точек конхо-
иды не являются постоянными величинами: чем ближе точка
конхоиды лежит к центру фрезы (разность р - к меньше), тем
задний угол больше.

При конструировании фрезы необходимо знать величину за-
тылования К, отнесенную к началу следующего зуба (рис. 5.22).
Для определения величины К разделим центральный угол 2е,
соответствующий угловому шагу, пополам.

Тогда

2в = ^
г

(5.6)

где г — число зубьев,
Рис. 5.22. Величина затылования

или

Если принять 00 за ось отсчета углов 0, то уравнения ло-
гарифмической спирали для начальной и конечной точек А и
В имеют следующий вид:

рА=аетв\ рв=аетв‘. (5.8)

Величина затылования

К = рл - рв = аетв* - аетв° = а[етг - е~ж), (5.9)

так как &А = 0Й =е,
или

К = а(е“^ - е“'еис).

Выражение в скобках есть двойной гиперболический синус
угла ас, т. е.

е>1^~ е~час = 25Л((§ а-в),

а величина затылования

К = 2а$Л(1§ а-е) ® 2ае 1§а. (5.10)
Так как минимальное число зубьев г у фрез равно 6, атах =

= 15°, то е = , а а-е =0,268 — = 0,14 невелико, то мож-
6 6

но принять, что а-е) = а-е.

Тогда

р.

Но а = (из уравнения спирали) или

7?
а = —,
е"'6

где К — радиус фрезы.

Отсюда

„ 2л7? 1 тгО 1

к = —1§а- — = ——18а. (5.12)

Если отбросить , получим приближенную формулу
е

'ТтГ)

К = —1ёа. (5.13)

Для углов а, применяемых на практике, разница между
величиной К, вычисленной по точной (5.12) и приближенной
(5.13) формулам, не превышает 8-10%.

5.2.3. Затылование по спирали Архимеда

Уравнение спирали Архимеда в полярных координатах
(рис. 5.23) имеет вид [7, 9, 3, 10]:

р = Ь®, (5.14)

где р — радиус-вектор точки на кривой; О — текущий по-
лярный угол в радианах для точки на кривой; Ь — постоян-
ный коэффициент, равный полярной поднормали; АО 1 ОХ;
АХ ± XX; Ъ = сопзг.
X

Рис. 5.23. Спираль Архимеда

Угол цг между касательной и радиусом-вектором для точки
спирали Архимеда определяется по аналогии с предыдущим:

12 = р/р',

где р' — производная по 0.

12 |лх = Ь&1Ь = 0 = — с^а ,

тогда

фа, = - или фа г = —
р 0

(5.15)

Так как Ъ = сопз1, а радиус-вектор есть переменная величи-
на, то задний угол при переточках фрезы не является постоян-
ным, а изменяется пропорционально полярному углу 0.

Рассмотрим изменение заднего угла в любой точке про-
филя (рис. 5.24). Из уравнения спирали Архимеда видно, что
приращение радиуса-вектора пропорционально приращению
полярного угла. Поэтому вся поверхность зуба фрезы состоит
из отрезков одной и той же спирали Архимеда, являющихся
ее конхоидами.
X

Рис. 5.24. Задний угол на конхоиде спирали Архимеда

Задний угол ах_ определяем аналогично тому, как это
делалось для логарифмической спирали.

Возьмем точку X на глубине профиля й. Уравнение спирали
Архимеда:

ОХ = г = О А - И = рА - Л = й© - й

г'

й0-й _ рл - й
Ъ ~ Ъ

= с18°ч

или

. (5.16)

Ра-й

Формула (5.16) показывает, что задние углы для разных
точек профиля (для конхоиды спирали) есть переменные вели-
чины, увеличивающиеся с увеличением й. Из сравнения формул

для ф ал и фаХг видно, что а.^ > ах , так как р > рА — к.

Из формулы ф ах, учитывая что р = К, получим

й = р ф ах= К ф ах.
Подставив в выражение для 1§а,. вместо «Ь» его значение

К1§ аг, получим

Рис. 5.25. Величина затылования

(5.17)

Найдем величину затылования. По аналогии с выводом
формулы для затылования по логарифмической спирали имеем
(рис. 5.25)

„ 2л

2е = —
г

л
е = —

Для точки 1 (см. рис. 5.25) уравнение спирали Архимеда
р, = К = Ье. Для точки 2: р2 = -Ье.

Величина затылования К = р} -р2 = 2Ьг. Но из уравнения

а = ЫК, откуда Ь = В. а . Тогда с учетом в = — имеем
х 7

„ Л „ л л/)
К = 2/Й§а — = — 1§а.

(5.18)

7 7
5.2.4. Затылование по прямой [10, 11]

Фрезы, затылованные по спирали Архимеда, наряду с оче-
видными преимуществами, имеют серьезный недостаток: не
позволяют сильно увеличивать главный задний угол а, из-за
чего боковые задние углы оказываются незначительными. По
этой причине:

1) увеличивается износ боковых кромок;

2) снижается стойкость фрезы;

3) возрастает шероховатость поверхности обрабатываемой
детали;

4) снижается производительность из-за необходимости
работы на пониженных режимах.

Этих недостатков лишены фрезы, затылованные по пря-
мой. Процесс затылования по прямой осуществляется при
равномерном вращении фрезы и некотором неравномерном
прямолинейном перемещении затыловочного резца. При этом
по прямой будет оформлен зуб на наружном диаметре фрезы,
а другие участки профиля с г < К обтачиваются по некоторым
вогнутым кривым.

Так как высота профиля зуба во всех радиальных сечениях
должна быть постоянной, то боковой профиль зуба образуется
кривыми, являющимися конхоидами прямой, описанными из
полюса 0. Уравнение прямой АС (рис. 5.26) в полярных коор-
динатах найдем из Л ОВС

Р =-----,

СО8 0

(5.19)

где р — радиус-вектор точки С; Ъ — расстояние от полюса до
прямой АВС; 0 — полярный угол.

Если от прямой АВС вверх и вниз отложить высоту зуба
Л (на каждом луче из полюса 0), то получим соответственно
выпуклую и вогнутую ветви конхоиды.

Уравнение конхоиды прямой, очевидно, имеет вид

Р =

СО8 0

±й.

(5.20)
Рис. 5.26. Прямая как кривая затылования

Расположим зуб фрезы в системе координат так, чтобы
главная задняя поверхность АВ была перпендикулярна оси ОХ
(рис. 5.27).

Рис. 5.27. Задний угол при затыловании по прямой

В точке А задний угол ал имеет максимальное значение,
а при переточках (например, плоскость ОО) уменьшается
(ад < ал) и в точке В равен 0. Практически зуб стачивается
на угол 0 < со, поэтому всегда в точке В угол а и имеет
некоторое минимальное значение, эту величину можно задать
и по ней найти центральный угол зуба и.

Возьмем на вогнутой ветви конхоиды, отстоящей от прямой
профиля АВ на высоту /г, точку X, имеющую координаты 0 и
р. Тогда, как и ранее

=р/р', р' = ар/ае. (5.21)

Продифференцируем (5.20):

(1р _ Ь 81п 0

с/0 сок2©

тогда

РС082© р * _

_ -----= — с1я0со80 = сгеа,

/?8Ш0/ СО82© Ъ 8Ш 0 Ь

откуда

= ^ = . (5.22)

• Ъ СО8 0

Из треугольника АОВ:

Ь = В соз со, а р = К - /г,
тогда

В СО8 Ш _ 1§0

В.- К со8 0

' (5.23)

Из зависимости (5.23) видно, что с увеличением высоты
профиля Л задние углы на конхоиде увеличиваются, поэтому
всегда надо проверять задний угол по заданному профилю.
С увеличением 0 (по мере переточки) аг уменьшается (ал =
= а для точки С).

Если задний угол у самой нижней точки С конхоиды по-
лучится слишком большим, надо изменить а на вершине зуба
или, если это возможно, уменьшить высоту профиля /г.

В силу этого обстоятельства фрезы, затылованные по
прямой, имеют малую высоту зуба и соответственно большее
количество зубьев.
Чтобы избежать большого числа зубьев у фрезы и обес-
печить минимальную величину заднего угла по всей вершине
зуба, применяют двойное затылование (мелкомодульные чер-
вячные фрезы, резьбофрезы). В этом случае максимальный
задний угол берется для начальной точки А и точки В, находя-
щейся на середине зуба (0 = и/2) (рис. 5.28).

Рис. 5.28. Зуб фасонной фрезы с двойным затылком

Подставив в выражение (5.21)

с1^а, = — сЩ© соз 0
' Ъ

вместо р его значение из (5.20), получим
Ь

сс§аЛ = +—с1§0 соз 0.

Приведем к общему знаменателю и разделим на Ь:

с(§а, = сщ0 ± — сг е0 соз 0 . (5.24)

1 Ь
Рис. 5.29. Виды затылования:
а — одинарное; б — двойное

Задаваясь углом аг, находим допустимую высоту профиля
Л. Обычно Л= (0,2...0,3)7?.

Определим величины затылования при затыловании по пря-
мой линии. При одинарном затыловании (рис. 5.29, а) имеем

К = АО - ОС = ОВ - ОС = К - ОС. (5.25)

Из косоугольного треугольника А ОС по теореме синусов:

ОС _______________АО__________ АО

8т(90°-а) 8т{180°-[90°-а + е]} 8т [90°-(е-а)]’

ос к

Соза со8(е-а)’
ос = к

СОХ а
сох(е - а)

К = Я - ОС = К

сох а
сох(е - а)

(5.26)

Для двойного затылования (рис. 5.29, б):

К = АО - ОС = К - ОС.

(5.27)

Из треугольника ОВС-.

ОС ОВ

8пт(90° - а) хш[180° - (90° - а + е - Р)] ’

ОС ОВ
сох а сох(а - е + Р) ’

откуда

ОС = ОВ

СОХ а
сох(а - е + Р)

(5.28)

Из треугольника АОВ:

ОВ __________4_________ АО

соха хт[180°-(90°-а + Р)] сох(а-Р)’

сох(а - Р)

Подставим (5.29) в (5.28):

(5-29)

сох(а - е + Р) сох(а - Р)

Из (5.26) и (5.30) получим

(5.30)

К = К

2
соз а

сох(а - е + Р) сох(а - Р)

(5.31)
5.2.5. Сравнение кривых для затылования
[9, 7]

Анализ рассмотренных выше кривых затылования пока-
зывает, что задние углы не остаются постоянными для всех
точек профиля, а меняются в зависимости от удаленности от
центра фрезы, кроме того, эти углы изменяются и при пере-
точках фрезы. Логарифмическая спираль хотя и обеспечивает
постоянство заднего угла по верхней части зуба, на других
участках профиля дает переменный задний угол и не имеет
преимущества по сравнению со спиралью Архимеда.

Непостоянство заднего угла в верхней части зуба, заты-
лованного по спирали Архимеда, незначительно и на работу
фрезы практически никакого влияния не оказывает, кроме
того, задние углы в разных точках профиля (на конхоиде) у
архимедовой спирали изменяются более равномерно, чем у
логарифмической.

Однако при выборе кривой затылования решающую роль иг-
рают технологические факторы. В настоящее время в практике
как в России, так и за рубежом применяется в качестве кривой
затылования спираль Архимеда по следующим причинам:

1. Очень просто изготовить кулачок для затылования, так
как у спирали Архимеда приращение радиуса-вектора пропор-
ционально приращению полярного угла (р = 6®); кулачок
легко изготовить на станке, у которого существует согласование
между вращательным и поступательным движением.

Кулачок же с логарифмической спиралью изготавливается
по разметке и последующей обработкой кривой по точкам.

2. Кулачок является универсальным, так как его можно
использовать для фрез различных диаметров. Для логарифми-
ческой спирали и прямой линии для каждого диаметра фрезы
требуется свой кулачок. Кулачки характеризуются величиной
затылования «К», которая на практике выбирается в пределах
К = 0,5...12 мм в зависимости от размеров фрезы.

В зависимости от условий резания устанавливается зна-

г, л/)

чение заднего угла а, затем по формуле л = —опреде-
ляется величина затылования, и по ней подбирается кулачок.
Иногда значение К расчетное округляют до соответствующей
величины К кулачка. Фреза насаживается на оправку, вра-
щающуюся в центрах. Затыловочный резец соответствующей
формы и геометрии перемещается под действием кулачка,
расположенного в суппорте затыловочного станка, перпен-
дикулярно оси фрезы.

ТТ . 1 '* 2л

При повороте фрезы на 1 угловой шаг © = — кулачок

делает полный оборот: 0. = 2л.

В начальный момент (рис. 5.30, а) межцентровое рассто-
яние равно

Г — К + I + г*..

(5.32)

Когда фреза повернулась на 0 радиан (рис. 5.30, б), радиус-
вектор точки пересечения затылка с линией центров стал равен
рь. Кулачок за это же время повернулся на угол 0*, радиус-
вектор точки на спирали Архимеда кулачка стал равен р4.

Рис. 5.30. Схема затылования
Для положения 5.30, б:

ь = Р4 + 1 + Рк-

(5.33)

Приравняем правые части выражений (5.32) и (5.33):

7? + / + г. = рь + / + рА,; рл. = (7? — рй) + г.. (5.34)

В (5.34) величина К — р^есть падение затылка зуба фрезы,
полученное при повороте кулачка на угол 0Л., поэтому можно
записать соотношение

7?-Р/,=^0к, (5.35)

2л

где К — величина затылования зуба фрезы.

Подставив (5.35) в (5.34), получим

р, = гк + ^-®к. (5.36)

2л

Зависимость (5.36) есть уравнение спирали Архимеда, но
для кулачка.

5.2.6. Задний угол для любой точки профиля зуба
затылованной фрезы [6, 5]

Мы рассматривали до сих пор задние углы фасонной фре-
зы в плоскости, перпендикулярной оси фрезы. Однако при
ее проектировании необходимо иметь формулы для задних
углов в других сечениях, например, в нормальном. Получим
связь между углами в нормальном и продольном сечениях
(рис. 5.31):

4*.

1§а0 =

Л2В2

Л2С2

Так как Л1С1 = А2С2, то

Л2В2
лд
Рис. 5.31. Задний угол в нормальном сечении затылованной фрезы:
00 — сечение, перпендикулярное оси фрезы; ММ — касательная
плоскость в точке С; № — нормальное сечение; а0 — угол
в плоскости 00; аЛ, — задний угол в плоскости Л7У; <р — угол
между касательной к профилю фрезы и линией (плоскостью),
перпендикулярной к оси фрезы

Из треугольников А1В1С] и А2В2С2:

геа = А'В' теа =
Л,с, ’ 8 » АС,

Так как А,С, = А.С,, то 12 а,, = .

11 22 " А&

Но по построению А{В{ = АВ; АгВг = ОС, а ОС = ВС зт

<р (Д ВСВ).

Тогда

= 4Л 4^. = всзтф =
1§а0 А,С{ А1В1 ВС

= 1§аозтф.

(5.37)
Для любой точки профиля фрезы при затыловании по
спирали Архимеда

Если К -к~г — радиус любой точки (С) на профиле, то

= — С§а08Шф.

(5.38)

Из формулы (5.38) видно, что с уменьшением угла <р
уменьшается и при ср = 0 угол = 0. Для нормальной работы
фрезы необходимо принять — 2...3°, а затем аналитически
или графически определить угол <р для самой неблагоприятной
точки боковой кромки.

Рис. 5.32. Формы зубьев полукруглых фрез

Если <р оказывается меньшим 5°, то его необходимо уве-
личить искусственным путем, например, выполнить скосы под
углом 10° (рис. 5.32).

Литература

1. Баранчиков В.И.,Боровский Г.В., Гречишников В.А.
и др. Справочник инструментальщика-конструктора / под ред.
В.И. Баранчикова. М.: Машиностроение, 1994.

2. Дмитриев В. С. Режущий инструмент для автоматизиро-
ванного производства: учебное пособие / Ростов н/Д, 1990.
3. Климов В.И. и др. Справочник инструментальщика-
конструктора. М.: Машгиз, 1958.

4. Металлорежущий инструмент. Фрезы. М.: Каталог,
1994.

5. Ординарцев И.А., Филиппов Г.В., Шевченко А.Н. и др.
Справочник инструментальщика / под ред. И. А. Ординарцева,
Л.: Машиностроение, 1994.

6. Режущий инструмент из сверхтвердых материалов и ке-
рамики: каталог / ВНИИинструмент. М.: ВНИИТЭМР, 1986.

7. Рыжкин А.А., Каганов В.С., Дмитриев В.С. Режущий
инструмент. Ростов н/Д: Издательский центр ДГТУ, 2000.

8. Рыжкин А.А., Моисеев В.Г., Шучев К.Г. и др. Режущий
инструмент: альбом конструкций. Ростов н/Д: Издательский
цент ДГТУ, 2006.

9. Семенченко И.И., Матюшин В. М., Сахаров Г.Н. Проекти-
рование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962.

10. Семенченко И.И. Режущий инструмент. Т. 2. М.:
Машгиз, 1938.

И. Семенченко И.И. Режущий инструмент. Т. 3. М.:
Машгиз, 1944.

12. Фельдман Д., МузыкантЯ., ВертхаймР. Специальные
фрезы фирмы 18САК. с механическим креплением твердосплав-
ных пластин И СТИН. 1996. № 10.

13. Фрезы: Сборник докладов Всесоюзного совещания. Л.
19-25 июня 1966 г. / под ред. М.Н. Ларина, К.Ф. Романова.
М.: ВНИИ, 1968.

14. Хает Г.Л., Гах В.М., Громков К.Г. и др. Сборный
твердосплавный инструмент / под ред. Г.Л. Хаета. М.: Ма-
шиностроение, 1989.
6. ИНСТРУМЕНТЫ
ДЛЯ ОБРАБОТКИ ЗУБЧАТЫХ
КОЛЕС

6.1. Общие замечания

В настоящее время в машиностроении применяются ис-
ключительно зубчатые колеса с эвольвентным профилем зуба
и соответственно эвольвентные зуборезные инструменты.
Эвольвентное зацепление с технологической и конструкторской
точки зрения обеспечивает следующие преимущества зуборез-
ным инструментам [1, 8]:

1. Так как эвольвента получается при качении без скольже-
ния прямой по окружности (см. п. 6.2), то основой зуборезных
инструментов является прямолинейный контур (рейка). Такие
зуборезные инструменты с криволинейным (эвольвентным)
профилем, как долбяки, по профилю обрабатываются шлифо-
вальными кругами с прямолинейным профилем.

2. Прямолинейная форма инструментальной рейки позволя-
ет сравнительно просто осуществить контроль не только зубча-
тых колес, но и зуборезных инструментов, что также повышает
их точность и упрощает конструирование и производство.
3. Свойство эвольвенты сохранять правильность зацепления
при произвольном расстоянии между осями колес позволяет
считать зуборезный инструмент инструментом неопределенной
установки по отношению к нарезаемому колесу.

4. Корригированные колеса получаются путем сдвига ис-
ходного контура рейки без изменения профиля самого инстру-
мента. Благодаря этому одним и тем же инструментом можно
получить наиболее целесообразные для зацепления профили.

Зубчатые колеса изготавливаются двумя методами: копи-
рования и обкатки.

Метод копирования (рис. 6.1) заключается в том, что режу-
щему инструменту (фрезе) придают профиль впадин зубчатого
колеса. Фрезерование чередуется с делением или поворотом
заготовки на один зуб после окончания обработки каждой впа-
дины. Для нарезания прямо- и косозубых цилиндрических колес
методом копирования в качестве инструмента используются:

1) пальцевые зуборезные фрезы;

2) дисковые зуборезные (модульные) фрезы;

3) протяжки для прямозубых и косозубых колес;

4) зубодолбежные головки, одновременно нарезающие все
зубья колеса.

Рис. 6.1. Обработка зубчатых колес методом копирования пальцевой
(а) и дисковой (б) фрезами

Метод обкатки заключается в том, что режущим ин-
струментом является инструментальная рейка (гребенка) или
инструментальное колесо (долбяк). Между инструментом и на-
резаемым колесом осуществляется то относительное движение,
которое они бы имели, находясь в действительном зацеплении
(рис. 6.2). Это означает, что их начальные окружности в про-
цессе обработки катятся одна по другой без скольжения. При
обкатке режущие кромки инструмента занимают ряд последо-
вательных положений, образуя профиль нарезаемого колеса.

Рис. 6.2. Схема зубонарезания методом обкатки

В зависимости от вида инструмента различают следую-
щие способы обработки колес методом обкатки: зуборезными
гребенками, долбяками, червячными зуборезными фрезами,
шеверами.

6.2. Некоторые сведения из теории
зацепления цилиндрических колес [1,2]

6.2.1. Эвольвента и ее свойства

Эвольвентой окружности называется кривая АВ (рис. 6.3),
описанная точкой В в некоторой производящей прямой ВС при
качении этой прямой без скольжения по окружности радиусом
у0, называемой основной окружностью. Любая точка В эволь-
венты в полярных координатах определяется эвольвентным
углом 0х и радиусом-вектором уг = ОВ\

0* = <рг - а*; ВС= АС по определению:

АС =г0(рх = го(0г + аг); ВС = ОС ф а( = гоф аг,
откуда
Рис. 6.3. Образование эвольвенты окружности:

<рг - угол развернутости эвольвенты (между полярной осью
и нормалью к производящей прямой ВС); <рл - угол давления (между
касательной к эвольвенте и радиусом-вектором)

&х - ах = ах или 0х = аг- ах = шу аг, (6.1)
из &ОВС.

сох ах = г0/г; (6.2)

гх = 7го2 + Рх • (6-3)

Нормаль к эвольвенте (ВС) касательна к ее основной ок-
ружности (ВС л ОС).

6.2.2. Зацепление двух прямозубых колес

Из треугольников и ОгРА1 (рис. 6.4) имеем

г. = г, сов а, = г. соз а

или

г„ /г, = соз а, г./г, = соз а. (6.4)

0| 1 7 (?2 2 '
Из сопоставления (6.2) и (6.4) видно, что угол зацепления
а равен углу давления ах на начальных окружностях сопряжен-
ных зубчатых колес; г, и Г2 — шаги по начальным окружностям
шестерни и колеса.

Рис. 6.4. Параметры зацепления пары зубчатых колес:

г2 — начальные окружности, г0>, — основные окружности;

Л, Аг — линия зацепления; к1 кг — рабочий участок линии зацепления,
а — угол зацепления

Для правильного их зацепления необходимо, чтобы = 12,
т. е.

2г, 2г,

? = =?2 =-1 = -^-
6.2.3. Зацепление шестерни и рейки

На рис. 6.5 показано зацепление шестерни и рейки. Здесь
I — шаг рейки, измеряемый в направлении, параллельном
начальной (делительной) прямой; го — шаг по нормали между
одноименными профилями зубьев, называемый основным
шагом; го = г со$ а0; а0 — угол давления, величина постоянная
по всей высоте профиля зубьев. Угол ог§ называется профиль-

ным углом.

Рис. 6.5. Параметры зацепления шестерни и рейки

6.2.4. Исходный контур инструментальной рейки
(6, 5]

Если режущий инструмент имеет форму рейки (гребенки)
(рис. 6.6) с основным шагом го и движение рейки-инструмента
по отношению к нарезаемой заготовке такое же, как при сцеп-
лении рабочей рейки с колесом, то рейка-инструмент нарежет
эвольвентное колесо с требуемым числом зубьев и шагом.
5,

Рис. 6.6. Размеры исходного контура

Форма зуба инструментальной рейки соответствует форме
впадины между зубьями нарезаемого колеса, и зуборезный
инструмент работает в паре с нарезаемым колесом без бокового
и радиального зазоров, поэтому различие между указанными
рейками состоит в следующем:

1. Высота головки инструментальной рейки

= /'щ + с'т =т(/'+с'),
с

где /', с' — коэффициенты высоты головки и радиального
зазора;/' = 1 или 0,8, с'=0,25 или 0,30.

2. Если фланк зубчатой рейки представляет срез головки,
то фланк инструментальной рейки, наоборот, есть соответ-
ствующее утолщение ножки, определяемое величинами кфи,
пфи и а .

3. Профильный угол исходного контура инструментальной
рейки аи, как правило, равен профильному углу исходного
контура зубчатой рейки а0.

4. Толщина зуба зубчатой рейки 5, = пт/2.

В действительности зубчатые колеса изготавливаются с
обязательным утонением (боковым зазором), т. е. с уменьшен-
ной толщиной зуба 5, = пт/2. Это утонение зуба нарезаемого
колеса достигается путем смещения инструмента к центру ко-
леса на величину, регламентированную допусками на зубчатые
колеса, поэтому

5, = пт/2 + Д5. .
с си

(6.5)

Величина Д5.и выбирается из таблиц в зависимости от мо-
дуля и допуска на толщину зуба для степеней точности колес
6-й, 7-й и 8-й.

6.2.5. Корригирование зубчатых колес [6, 1]

Для уменьшения подрезания зубьев колеса при малом их
числе, повышения толщины зуба у его основания и, следова-
тельно, прочности, а также для увеличения эвольвентной части
профиля применяют корригирование зубчатых колес. Каждый
способ корригирования (высотное, угловое, тангенциальное,
профильное) основан на смещении или сдвиге исходного кон-
тура производящей рейки.

При нарезании корригированного колеса средняя (дели-
тельная) прямая рейки (рис. 6.7) смещается относительно оси

Начальная

прямая

Рис. 6.7. Схема корригирования зубчатого колеса

Делительная
прямая
обрабатываемого колеса в ту или другую сторону так, что она
уже не совпадает с начальной прямой, катящейся по началь-
ной окружности заготовки. При этом шаг нарезаемого колеса
по начальной окружности остается без изменения, меняются
лишь толщина зуба и ширина впадины, поэтому если по за-
данной начальной окружности катить любую прямую рейки,
параллельную прямой вершин, то шаг рейки из-за отсутствия
скольжения будет точно откладываться по начальной окруж-
ности. На рис. 6.7 №У — начальная прямая. Рейка сдвинута от
центра колеса на величину х так, что ее средняя (делительная)
прямая заняла положение 8-8. В первом случае толщина 8 зуба
и впадина колеса равны, во втором — толщина зуба больше.
Величина смещения х обычно выражается в долях модуля:

х = ^т,

где — коэффициент смещения, 5, — положительная величина,
если толщина зуба увеличивается при корригировании (рейка
смещается от оси заготовки колеса) и § — отрицательная ве-
личина, если толщина зуба уменьшается (рейка придвинута к
оси заготовки).

Из схемы видно, что на расстоянии х = ст ширина впадины
рейки (толщина зуба колеса)

8 = лт/2 + 2Ьс = пт/2 + 2х а0 = лт/2 + 2^т а0. (6.6)

При отрицательном смещении толщина зуба колеса умень-
шается:

8 = пт/2 - 2'^т ф а0.

У корригированных колес шаг инструмента I = пт точно
откладывается в процессе нарезания только по начальной
окружности обработки, поэтому окружность радиусом у =
= /щ/2 (см. рис. 6.7) является для колеса не только начальной
окружностью, но и делительной ? = лот:

8 = 8д = лт/2 ± 2Ъп а0. (6.7)

Примечание: у колес с положительным смещением наружный диа-
метр больше, а с отрицательным — меньше, чем у нормального колеса.
6.2.6. Толщина зуба шестерни [6, 5]

При проектировании зуборезного инструмента приходится
пользоваться формулой для определения толщины корригиро-
ванного зуба в сечении по окружности произвольного радиуса.
Определим эту величину (рис. 6.8).

Рис. 6.8. Схема к определению толщины зуба шестерни:
ОЕ — полярная ось; у0 — основная окружность

Из рис. 6.8 имеем:

5. = г,<р; ср = 5, /8,,
о с?т ’ т с с

ЁР = г (р; ЁР = 2 ЁС + СР = 2 ЁС + 5,

ЁС = (®х - ®0)г. = [(!§ аг- а ) - (Ш а0- а0)]г =
= (ту ах- ту а0)гг,

5Х = СИ = ЁР -2ЁС = г, — -2(ту аг - ту а0)гг,
гд

8Х

— - 2 (ту аг - ту а0) гх.

. гэ .]

(6.8)

Но 5, = пт/2 ± 2Ет ап, г = г, = тг/2.
Тогда

_ + ъ 6 0 _ 2(щу аг — ту сх0)

2 2 I

или

те ± 4& 12 сс0 Л ,

----------2- - 2 (ту ах - ту а0)

2 I

(6.9)

6.3. Модульные фасонные фрезы
[4, 6, 7, 8, 5]

Модульные фрезы предназначены для обработки зубьев
колес в индивидуальном производстве методом копирования.
Различают два типа модульных фасонных фрез: дисковые и
пальцевые.

Дисковые модульные фрезы предназначены для обработки
прямых, косозубых, конических, а также шевронных колес с
канавкой на ободе (для выхода инструмента). При наличии
специальных приспособлений дисковыми модульными фре-
зами можно нарезать на зубофрезерных станках и колеса с
внутренним зацеплением.

При обработке прямозубых колес дисковые фрезы работают
методом копирования, косозубых и шевронных — методом
бесцентроидного огибания (центроиды на инструменте и детали
в процессе нарезания отсутствуют), когда профиль фрезы ни в
какой момент огибания не совпадает с профилем окончательно
нарезанной впадины. В соответствии с ОСТ 2 И41-14-87 диско-
вые модульные фрезы изготавливаются наборами из 8 фрез и
предназначены для нарезания колес 10-й степени точности по
ГОСТ 1643-81 с модулями т = 1...16 мм. Эти фрезы имеют
наружные диаметры б?0 = 50... 180 мм, диаметры посадочных
отверстий й =19...50 мм, число зубьев г = 14... 10 и ширину
Ь =4...53 мм. По этому стандарту дисковые фрезы изготавли-
ваются и с «половинными» номерами (1, 1’/2, 2, 2'/2, 3, 3‘/2 ...
7’/2, 8) набором из 15 инструментов.
ГОСТ 13838-68 регламентирует дисковые мелкомодульные
фрезы для нарезания цилиндрических колес 9-й степени точнос-
ти и ниже модулей т = 0,2...0,9 мм в комплексе из 8 или 15
инструментов. Так как при равных диаметрах профили зубьев
колес с равным числом зубьев неодинаковы, то для нарезания
методом копирования колеса с определенным числом зубьев
требуется отдельная фреза со своим профилем. Для нарезания
колес с 2 = 12 ... оо зубьев нужно иметь теоретически беско-
нечное число дисковых фрез.

Практически поступают следующим образом. Вычерчивают
профили колес 7=12и7=оо, полученную максимальную
разницу делят на 8 или 15 частей и определяют, какому числу
зубьев соответствуют профили 1,2, 3 ... 8 (рис. 6.9). Например,
профиль 4 в точности соответствует профилю колеса с 7 = 21,
а профиль 5 - 7 = 26, поэтому фреза 4 предназначается для
колес с7 = 21...25, а8 — для колес с числом зубьев 7 = 135
и зубчатых реек (г = °о).

Рис. 6.9. Формы боковых сторон зубчатого колеса с разным числом
зубьев

Построение профилей фрез стандартных наборов по этой
схеме закладывает погрешности нарезаемых колес, поэтому
дисковыми модульными фрезами можно получить колеса не
выше 9-й степени точности.

Кроме этого, дисковые модульные фрезы имеют низкую
стойкость и производительность из-за у = 0, малого наружно-
го диаметра, числа зубьев и малых задних углов на боковых
кромках (а6 = 1°20' ... 2°30').
Рис. 6.10. Схема обработки шевронного колеса пальцевой фрезой

Пальцевые модульные фрезы предназначены для нарезания
прямозубых, косозубых и шевронных колес (с числом шевронов
2 и более) без канавки (рис. 6.10), когда другой инструмент
нельзя применить, например, с модулем т > 50. Но стойкость и
производительность пальцевых фрез малы, так как число зубьев
(4...8) мало, крепление их на станке нежесткое (консольное)
и условия работы (угол контакта между фрезой и заготовкой
равен около 180°) неблагоприятные.

Профилирование модульных фрез для прямозубых колес.
Так как профиль фрезы должен быть точной копией впади-
ны между зубьями при нарезании методом копирования, он
должен обеспечивать получение рабочего участия профиля в
виде эвольвенты и нерабочего — в виде прямых или .кривых.
Определим координаты эвольвентной части профиля. Начало
координат поместим в центр колеса, а ось расположим сим-
метрично впадине (рис. 6.11).

Ширина впадины по аналогии с толщиной зуба (см. фор-
мулу 6.8) для точки А определяется по формуле

и; =гг

— -2(ту аг - ту аО)
. гъ

тт-8л

------ - 2(ту ах - ту аО)
гэ

(6.10)

Координаты точки А равны

Хл = ух кт хр, = Ух сов V-

(6.11)
Рис. 6.11. Схема для определения профиля модульной фрезы

Но из рис. 6.11 следует, что

(6.12)

УИ = ух • 2\|/.

Приравняв правые части (6.10) и (6.12), получим

тот - 5а „,. . ,

------- - 2 (ту ах - ту а0)

2уг

Ж =

тип - .

------- шт а -ту ап
2Уэ

(6.13)

Но 5. = тот/2 + 25,/п а0 и ге = тх_Г2..
Тогда

у =

ТОТ -г ,

тип ~—ц2дт а0

- (ту ах - 1пу аО)

л±4^1§сХо ,. . ,

=----- - (ту ах - ту аО).

(6.14)
Здесь в выражении зависимости 4^ ща(' а^— профильный
угол. В формуле для у угол аг определяется по зависимости

, гйсокап лисокап
сокаг =гп1г, = —------51 =---------

г. 2гг

(6.15)

где а0 — угол зацепления, определяемый из соотношения
сок а = г„/г. и г = г. сок а„.

х в о II с и

Определив аг в градусах с точностью до секунды по фор-
муле (6.15), по таблицам эвольвентных функций находим
шу ах = а - а*. Данные таблиц этих функций следует
интерполировать также с точностью до секунды.

Теперь значение тшх подставим в формулу (6.14) и найдем
угол \|/.

Задаваясь рядом значений ух, определяют ах, \|/, X и У.

Для проверки профиля фрезы проектируется шаблон. Для
нахождения уравнения его профиля начало координат следует
перенести в нижнюю точку профиля зуба колеса, определяемую
радиусом г. (рис. 6.12), при этом

уш = У-г,
хш = х

(6.16)

Значение X и У в (1.16) следует

принять из расчетов по

зависимостям (6.11).

У = У- г;
ш г

Рис. 6.12. Система координат для определения профиля шаблона
6.4. Зуборезные гребенки [4, 6, 7, 8]

Из инструментов, работающих по методу огибания (об-
катки), наиболее простыми являются зуборезные гребенки.
Образование зубьев колеса гребенкой аналогично зацеплению
колеса с рейкой.

Гребенки предназначены для обработки на зубострогальных
станках цилиндрических зубчатых колес внешнего зацепления
с углами профиля исходного контура 20°.

Зуборезные гребенки модулей 1...20 мм изготавливаются
по ТУ 2-055-1043-86 трех классов точности: АА — для колес
6-й степени точности, класса А — для нарезания колес 7-й сте-
пени точности и В — 8-й степени точности по ГОСТ 1643-82.
Гребенки изготавливаются трех типов: тип I и II — прямозу-
бые гребенки с разными значениями передних и задних углов
(см. рис. 6.15), тип III — косозубые гребенки с а + у = 12°
и углом наклона зуба Ро = 30°. Гребенками I и II типов об-
рабатываются прямозубые и косозубые колеса, гребенками
III типа — шевронные колеса без канавки на ободе, причем
для этого применяют спаренные косозубые гребенки.

Нарезание колес гребенками (рис. 6.13) осуществляется при
возвратно-поступательном движении инструмента параллельно
оси колеса (для прямозубых колес) и наклонно к его оси — при
нарезании косозубых колес. Заготовка колеса вращается и дви-
жется поступательно вдоль гребенки. Так как гребенка обычно
небольшой длины, то заготовка при качении по ней не может

Рис. 6.13. Схемы нарезания гребенкой зубчатого колеса
сделать полного оборота, поэтому нарезание зубьев произво-
дится в последовательности, показанной на рис. 6.13.

Вначале заготовка подходит к рейке и вступает с ней в
контакт (рис. 6.13, а), после поворота заготовки на 2-3 зуба
гребенка останавливается и, поднимаясь, выходит из контакта
заготовкой (рис. 6.13, б), затем заготовка перемещается вдоль
инструмента в обратном направлении до возвращения в ис-
ходное положение, после чего возобновляются рабочий ход и
вращение заготовки (рис. 6.13, в).

Гребенки могут быть (рис. 6.14):

Рис. 6.14. Размеры зуба зуборезной гребенки:

1 — профиль чистовой гребенки; 2 — профиль черновой гребенки;
3 — профиль шлифовочной гребенки

а) чистовые, размеры которых соответствуют окончатель-
ным размерам зуба колеса;

б) черновые — для предварительной обработки под чис-
товую;

в) шлифовочные — для нарезания колес под последующее
шлифование.

Черновые гребенки проектируются так, чтобы впадины
колеса были глубже, чем при нарезании только чистовыми
гребенками. Для этого высота черновых гребенок увеличивается
на ЛА, а толщина по делительной прямой принимается мень-
264
шей на величину Д5. Величина Л/г назначается для облегчения
работы вершины зуба чистового инструмента.

Как видно из рис. 6.14, шлифовочная гребенка, по сущес-
тву, совмещает в себе черновую и чистовую.

Величины Д5ии, Д5 и Д/г определяются по следующим
зависимостям:

Л5„м = 0,2л/йг, Д5'ч^„ = 0,4л/ггг, Д/г = с 4т ,

где с = 0,1 для модулей т = 1...1.75 и с= 0,2 для модулей
т = 2...20.

Прямозубые гребенки в соответствии с конструкцией зубо-
строгальных станков бывают двух типов (рис. 6.15). Гребенки
I типа (рис. 6.15, а) устанавливаются на станке по отношению
к основной плоскости под углом 6° 30', благодаря этому на
режущих кромках, параллельных опорной плоскости, получа-
ются передние углы у = 6°30'. Задние углы 3 приняты равными
5°30'. В нормальном (статическом) положении 3 + у = 12°.
У гребенок II типа (рис. 6.15, 6) опорная поверхность совпа-
дает с основной плоскостью, передний угол у = 4° получается
заточкой, а задний принят равным 6°52'.

Рис. 6.15. Типы прямозубых гребенок
Гребенки работают тремя режущими кромками на каждом
зубе — одной на вершине и двумя боковыми. Впадина зубьев
гребенки не должна принимать участие в резании, поэтому
между ней и наружной поверхностью заготовки оставляется
зазор Са = 0,25 т.

Размеры профиля зубьев гребенки зависят от размеров
зуба нарезаемого колеса и рассматриваются в трех плоскостях
(рис. 6.16):

1) в плоскости АА торца колеса, где размеры проекции ре-
жущих кромок соответствуют размерам зуба, т. е. исходному
контуру;

2) в плоскости передней грани 88, где измеряется про-
филь;

3) в плоскости нормальной к задней поверхности зуба.
Эти размеры нужны для изготовления (фрезерования и шли-
фования) профиля зубьев.

Рис. 6.16. К определению размеров профиля зуборезной гребенки
Размеры профиля зубьев гребенки в сечении АА равны
исходному контуру:

? = тип, 8и = (/2 = = 5], й]" = й' = 1,25т,

(6.16)
й]’ = < = 1,25т, йи = й) = 2,5т,

где 5], й', й" — размеры зубьев нарезаемого колеса.

В сечениях № и 55 размеры зубьев гребенки по длине (по
начальной прямой) равны размерам в сечении АА, но высоты
и углы профиля изменяются:

1 й5 = й/соз у (из треугольника ЛВС),

йд, = к58ос(у + 5) = —— сок (у + 5) (из треугольника АОВ).
соку

Так как для всех трех сечений размер одинаков, то

аЬ й„ геап

сё = ~ = тН—~ = “о С08"(

й5 й„/созу

(сечение АА и 55),

а5 = а0 соз у (6.17)

(сечение АА и Ж),

а0-----—. (6.18)

соз (у+ 8)

Из последнего выражения видно, что сомножитель

соз у
соз (у+ 8)

есть коэффициент искажения профиля. Теперь
можно показать, почему у гребенок II типа 8 = 6°52'. Так как
угол исходного контура а0 одинаков для гребенок I и II типов,
то

со8б°30' _ сок 4°

со8(6°30' + 5°30') " сок(4° + 8) ’

откуда 8 = 6°52'.

Для гребенок I типа с у = 6°30' и 8 = 5°30' для колес с
а0 = 20° углы профиля а5 и аЛ, равны:

а5 = 19°52'54" и а„ = 20°17'25".

Примечание: задний угол у зуборезных инструментов обозначает-
ся буквой «8» вместо общепринятого «а», чтобы не смешивать его с
углом профиля.

Косозубые гребенки (III типа, рис. 6.17) изготавливают-
ся комплектом из 2 штук — с правым и левым наклоном
зубьев. Угол наклона зубьев гребенки Ри равен углу наклона
зубьев нарезаемого колеса на делительном цилиндре (обычно
₽о = 30°).

Рис. 6.17. Косозубая гребенка

Угол профиля в плоскости переднего торца гребенки равен
углу профиля колеса а5 в торцовой плоскости (а5 = 20°).
Углы профиля гребенки в сечении, нормальном к задней
поверхности (пл. А-А), различны для правой и левой сторон
зубьев:

а, = 23° 11'48"
и

а2 = 12°22'45"

(см. рис. 6.17).

В процессе работы гребенка совершает движение параллель-
но направлению зубьев нарезаемого колеса. При расположении
в торцовой плоскости на сторонах зубьев получаются разные
передние углы, поэтому производят заточку передней поверх-
ности, как показано на рис. 6.18, причем угол заострения у
нормализованных гребенок принимается равным 82°.

Рис. 6.18. Заточка косозубой гребенки

6.5. Зуборезные долбяки [9, 7, 5, 1]

Долбяки предназначены для обработки цилиндрических
прямозубых, косозубых и шевронных зубчатых колес методом
огибания, косозубые и шевронные колеса нарезаются косозу-
быми долбяками.
В процессе резания (рис. 6.19) долбяк совершает прямо-
линейное (или винтовое — для косозубых) возвратно-посту-
пательное движение резания. Подача осуществляется путем
относительного вращения долбяка и заготовки вокруг их осей.
Кроме главного движения и круговой подачи, долбяк имеет
радиальную подачу при врезании в заготовку и отводится от
заготовки при каждом обратном ходе (вверх) для устранения
трения задних поверхностей о заготовку.

Рис. 6.19. Схема зубодолбления ’

Долбяки являются наиболее универсальным зуборезным
инструментом для нарезания цилиндрических колес. Ими
можно нарезать любое цилиндрическое колесо с наружным и
внутренним зацеплением, но преимущественное применение
долбяки находят в следующих случаях:

1) при нарезании зубьев блочных колес и колес с бур-
тиками;

2) для обработки колес с внутренним зацеплением;

3) для нарезания шевронных колес без канавки для выхода
инструмента;
4) для нарезания точных зубчатых реек методом деления;

5) для нарезания мелкомодульных колес с модулем
т < 1,5.

Примеряемые в металлообработке долбяки регламенти-
рованы ГОСТ 9323-79 (долбяки зуборезные чистовые), ГОСТ
10059-80 (долбяки зуборезные чистовые мелкомодульные) и
ГОСТ 6762-79 (долбяки зуборезные чистовые для шлицевых
соединений с эвольвентным профилем). Долбяки по ГОСТ
9323-79 изготавливаются с модулями т = 1... 12 мм, по ГОСТ
10059-80 — т = 0,1. ..0,9 (делительные диаметры гГ = 12, 16,
25, 40, 63 мм).

Габаритные размеры долбяков определяются числом зубьев
и диаметром делительной окружности. Номинальный диаметр
зависит от модели станка. По ГОСТ 9323-79 в зависимости от
типа долбяков их минимальные делительные диаметры равны
25, 38, 50, 80, 100, 125, 160 и 200 мм. Для долбяков крупных
модулей <1д = 360 мм. Каждый диаметр охватывает определен-
ный диапазон модулей, фактические делительные диаметры
отличаются от нормальных, так как <1д = тги, где г„ — целое
число. Число зубьев долбяков по ГОСТ 9322-79 ги = 9... 100, а
по ГОСТ 10059-80 г„ = 20...320.

Число зубьев у долбяков надо выбирать четным для упро-
щения технологии изготовления и удобства контроля.

Долбяки изготавливаются трех классов точности: АА — для
нарезания колес 6-й степени точности, А — 7-й степени точности
и В — 8-й степени точности.

Отверстие долбяков изготавливается с допуском по диамет-
ру 0,005 мм, неперпендикулярность оси отверстия к внешней
опорной плоскости на расстоянии 30 мм от оси долбяка для
долбяков разных классов точности допускается от 0,0025 до
0,005 мм.

В металлообработке применяют следующие типы дол-
бяков:

1) дисковые — для нарезания обычных цилиндрических
колес (рис. 6.20, а);
Рис. 6.20. Типы зуборезных долбяков

2) чашечные — для нарезания прямозубых колес в упор
(рис. 6.20, б);

3) втулочные (рис. 6.20, в) и хвостовые (рис.6.20, г) — для
колес внутреннего зацепления и мелкомодульных;

4) косозубые — для косозубых колес;

5) косозубые парные — для шевронных колес.

6.5.1. Особенности конструкции долбяка

Долбяк для цилиндрических зубчатых прямозубых колес
может быть образован из цилиндрической прямозубой шес-
терни путем придания ей углов, необходимых для резания;
переднего у, заднего 8 и боковых задних углов 8Й.

Для получения задних углов на вершине и боковых сторонах
толщина зуба долбяка (рис. 6.21) по мере удаления влево от
плоскости ВВ (передней поверхности) должна уменьшаться,
т. е. зубья образуются на долбяке путем смещения исходного
контура и в любом сечении, перпендикулярном оси, имеют
величину смещения X = ^т. Полученный таким образом из
прямозубой шестерни долбяк можно считать корригированным
прямозубым колесом с переменным смещением.

О С В

Рис. 6.21. Параметры зуба долбяка

Сечение долбяка плоскостью СС, в котором смещение
исходного контура X = Ьп = 0, т. е. толщина зуба 8 по
делительной окружности равна пт/2, называется исходным
сечением, а расстояние исходного сечения от переднего торца
долбяка (плоскость ВВ) — исходным расстоянием (а).

Смещения исходного контура, увеличивающие толщину
зуба долбяка против нормальной, равной пт/2, и располагаю-
щиеся справа от плоскости СС, считаются положительными.
Если смещения уменьшают толщину зуба долбяка (влево от
плоскости СС), то они считаются отрицательными. По аналогии
с зависимостью (6.6) получим

в сечении ВВ: 8Ви = тп/2 + 2^/и1§ аи,

(6.19)

в сечении Е>Е>: = тот/2 - 2^щ1§ аи.
Рис. 6.22. Долбяк как набор элементарных колес

Значит, долбяк можно рассматривать как совокупность
бесконечно большого числа элементарных колес (рис. 6.22) с
бесконечно малой шириной обода АН, имеющих соответственно
положительное, нулевое и отрицательное смещение и закреп-
ленных на одной оси в порядке убывания величин смещения
суп. Каждое из этих элементарных колес образовано огибающим
движением рейки с профильным углом аи, поэтому любое
сечение долбяка, перпендикулярное его оси, имеет один и тот
же эвольвентный профиль. По мере перетачивания долбяка в
зацепление с нарезаемым колесом вступает одно из этих беско-
нечно тонких колес с соответствующей величиной Пуп, поэтому
и колеса, нарезанные различными сечениями долбяка, будут
иметь один и тот же эвольвентный профиль.

У долбяка смещение исходного контура в плоскостях,
нормальных оси инструмента, изменяется пропорцио-
нально расстоянию этих плоскостей от исходного сечения,
т. е. по закону прямой (рис. 6.23). Эта прямая наклонена к
образующей делительного цилиндра под углом ц, обычно
равным 8, другими словами, Д^лг = сДН, где с — постоян-
ный коэффициент пропорциональности. Одновременно со
смещением имеет место поворот эвольвенты на угол Д<р,
пропорциональный ДН:

Д<р= с,ДЯ,

где С] — коэффициент пропорциональности.
Таким образом, боковые поверхности зуба долбяка полу-
чаются при сочетании равномерного вращательного движения
эвольвенты вокруг оси долбяка с ее равномерным поступа-
тельным движением и движением вдоль оси, т. е. являются
эвольвентными винтовыми поверхностями.

Левая боковая сторона имеет правозаходную винтовую
поверхность, правая — левозаходную. Форма боковых повер-
хностей зубьев долбяка в виде винтовой эвольвентной позво-
ляет шлифовать их плоским кругом, чем достигается высокая
точность обработки.

6.5.2. Параметр и шаг винтовой поверхности зуба
долбяка

Параметром винтовой поверхности называется отношение
величины поступательного перемещения образующей винтовой
поверхности (здесь — эвольвенты) вдоль оси винтового движе-
ния (здесь — оси долбяка) к соответствующему углу поворота
образующей вокруг этой оси.
Для определения параметра «р» винтовой поверхности зуба
долбяка рассмотрим левую сторону зуба долбяка и соответству-
ющий ей профиль в сечениях XX, и Х2Х2 (рис. 6.24).

Рис. 6.24. Схема к определению винтового параметра долбяка

Как было показано выше, для получения эвольвентной
винтовой поверхности необходимо эвольвенте в сечении Х^
дать осевое перемещение на величину ДЯ и поворот вокруг оси
долбяка на угол Д<р (по делительному цилиндру). Тогда

р = ДЯ/Д<р. (6.20)

Но

Д<рг = АС = = ~ . (6.21)

4 2 2

В свою очередь из (6.19) имеем

5. = ттИ + 2&.т 1е ап и 5. = ют/2 - 2? те Ге а..

Здесь и 5,2 — коэффициенты смещения исходного контура
в сечениях Х,Х, и Х^. Подставим в формулу (6.21) для Д<р?
значения 5. и 5, , тогда
ох

, лте/2 - 2с т (еап -яи/2 + 1Ъ.эт 1еап .

Д<рг? = —-----3—5-^------------= (^2 -^,)г§аоте,
откуда

(Е, ап
А<р = —- 17--5-2-. (6.22)

гч

Определим величину АН. Из треугольников аЬс и асс1 (см.
рис. 6.24) получим

д7 = Яг-Я1=^-^ = -^(^2-^). (6.23)

г§8

тогда

^,Ч.)га ^_г„ (6 24)

, Аф -^)тг§а0 г§8г§а0

Шаг эвольвентной поверхности зуба долбяка

5 = 2лр =.2лГэ . (6.25)

18 5 Сё «о

6.5.3. Элементы геометрии прямозубого долбяка

Передний угол у на вершинах зубьев измеряется в плос-
кости, проходящей радиально через ось долбяка, и по ГОСТ
9323-60 принимается равным у = 5°.

Для получения передних углов долбяк затачивается по
конусу с углом у при основании. Так как боковые поверхности
зубьев долбяка являются винтовыми эвольвентными, то в
сечении их плоскостью, нормальной оси долбяка, получается
эвольвента. Если у = 0, то лежащая в плоскости передней
грани эвольвента (на боковых сторонах) в процессе нарезания
опишет производящую поверхность в форме цилиндрической
эвольвентной поверхности, т. е. зуб колеса. Цилиндрическая
эвольвентная поверхность может быть образована поступа-
тельным движением (главным движением резания долбяка)
только такой режущей кромкой, проекция которой на основную
плоскость является эвольвентой.
Если у не равен нулю, то проекция кривой пересечения кони-
ческой передней поверхности с эвольвентной боковой поверхнос-
тью зуба долбяка на основанную плоскость не является эвольвен-
той. Значит, производящая поверхность долбяка (зуб колеса) не
будет цилиндрической эвольвентной поверхностью.

Другими словами, если у = 0 °, профильный угол исходной
рейки аи, образующий эвольвентную поверхность зуба долбяка,
не будет совпадать с углом исходного контура а0, т. е. рейки,
образующей зуб колеса.

Определим, каким должен быть профильный угол долбяка
аи для того, чтобы профильный угол проекции передней повер-
хности совпадал с профильным углом нарезаемого колеса а0.

Пусть у долбяка г = оо. Тогда он превратится в зуборезную
гребенку (рис. 6.25). Если бы у такого долбяка у = 0 , то его
профильный угол в сечении МУ равнялся бы профильному углу
нарезаемого колеса, т. е. аи = а0. При у > 0 профиль долбяка
в сечении Ж, перпендикулярном оси долбяка, не будет сов-
падать с профилем проекции передней поверхности на торец
нарезаемого колеса, т. е. а(* а0.

Рис. 6.25. Профильный угол долбяка
Чтобы получить на колесе, нарезанном долбяком, про-
фильный угол а0, долбяк надо изготовить с профильным
углом а.". Если а0 = 20°, у = 5°, 5 = 6°, то по формуле (6.26)
а„ = 25° 10'14,5".

Задний угол на вершине зубьев 8 по ГОСТ 9324-80 прини-
мается равным 6°. Он определяет интенсивность изменения
величины исходного контура рейки по высоте долбяка, а также
величину заднего угла на боковых сторонах.

Задний угол в сечении по делительному цилиндру 8. явля-
ется расчетным при проектировании долбяков. Если рассечь
зуб долбяка по делительному цилиндру (рис. 6.26), то линии
пересечения этого цилиндра с боковыми поверхностями зубьев
будут винтовыми, так как боковые поверхности — винтовые
эвольвентные. Угол наклона этих винтовых линий и является
задним углом в сечении по делительному цилиндру. Для оп-
ределения этого угла полученное сечение развернем на плос-
кость, тогда винтовые линии станут прямыми, наклонными
под углом &б.

Рис. 6.26. Боковые задние углы зуба долбяка
Из треугольника ОЕР имеем:

е Ь

= -
а

$>,__

2а

где а — исходное расстояние; 8. — толщина зуба в исходном
сечении по делительной окружности, равная лт/2; 5 — тол-
щина зуба по делительной окружности в сечении по передней
поверхности, равная лт/2 + 2с,/пг§а/

Из треугольника ЛВС: ат = а 5, а = 5. Подставим

значения 8д, 8г паз выражение для 86:

„ (лт/2 + 2Ыща„-гап/2)щ5 „

1-----------------— = ^318аа. (6.26)

Если подставить в (6.26) значение 8 = 6°, аи = 20° 10'14,5",
получим 86 = 2°12'40".

6.6. Червячные зуборезные фрезы
[4, 7, 9, 10]

Червячная фреза для обработки зубчатых колес представ-
ляет собой червяк с профилем резьбы в виде зуборезной рей-
ки, превращенной в режущий инструмент путем прорезания
стружечных канавок и затылования зубьев. Рейка обеспечивает
правильное зацепление с колесом с любым числом зубьев; в
этом состоит огромное преимущество червячной фрезы перед
дисковой и пальцевой, которые нарезают колеса с определен-
ным числом зубьев.

Червячная фреза обеспечивает высокую производитель-
ность зубофрезерования, так как наличие у фрезы винтовых
канавок позволяет вести процесс непрерывно.

Червячные фрезы могут быть одно- и многозаходными.
Последние обладают большой производительностью. Однако
с увеличением числа заходов резко снижается точность фрезы,
поэтому многозаходные фрезы применяются только как черно-
вые. Червячная фреза обеспечивает большую точность по шагу
нарезаемого колеса, так как каждый зуб заготовки обрабатыва-
ется одними и теми же несколькими зубьями фрезы.

Червячные зуборезные фрезы применяются для черновой,
получистовой и чистовой обработки цилиндрических колес с
эвольвентным профилем с модулем т0 = 0,15.. .25 мм, наруж-
ным диаметром = 25...305 мм, длиной Ь = 12...360 мм,
числом зубьев (стружечных канавок) г0 = 8... 16, числом заходов
г10 = 1.. .3. Фрезы изготавливаются классов точности: ААА, АА,
А, В, С, и О, которые применяются для колес соответственно
5-9-й и 11-й степеней точности по ГОСТ 1643-81. Фрезы классов
СиР выполняются нешлифованными по профилю.

Габаритные размеры червячных модульных фрез для ци-
линдрических колес регламентируются тремя стандартами.

По ГОСТ 10331-81 изготавливаются мелкомодульные фре-
зы (/и0 = 0,15...0,9) четырех классов точности: ААА, АА, А и В
с прямыми осевыми стружечными канавками. ГОСТ 9324-80
регламентирует габаритные размеры чистовых однозаходных
модульных фрез. Инструменты по этому стандарту изготавли-
вают трех типов и шести классов точности: тип 1 — цельные
прецизионные фрезы т0 =1...8 мм классов точности ААА и
АА, тип 2 — цельные фрезы: модулей т0 =1...10 мм классов
точности АА, А, В, С и О, модулей т0 = 11... 14 мм классов
АА, А, В, С, иО и модулей т0 = 16...20 мм классов точности
АА и А, тип 3 — сборные фрезы модулей 8...25 мм классов
точности А, В, С и О.

Для нарезания зубчатых колес с эвольвентным профи-
лем под шевингование и шлифование применяются одно- и
многозаходные цельные червячные фрезы по ОСТ 2441-3-85
классов точности А, В, С иО и модулей т0 = 1...10 мм. Та-
кие фрезы могут иметь нулевой и положительный передний
угол (уо = 5°). Последние изготовляются только с прямыми
стружечными канавками. Фрезы классов С и О всех типов
изготовляются нешлифованными по профилю зубьев.

Червячными фрезами можно обрабатывать и корригирован-
ные колеса, а также с прямым и косым (винтовым) зубом.

Фреза устанавливается так, чтобы направление ее зубьев
(витков) совпадало с направлением зуба колеса (рис. 6.27).
Рис. 6.27. Схемы нарезания червячной фрезой прямозубых (а)
и косозубых (6) колес

Обычно косозубые колеса нарезаются теми же фрезами,
что и прямозубые. Модуль фрезы выбирается по нормальному
модулю косозубого колеса (в сечении, нормальном к винтовой
линии на делительном цилиндре колеса). Если 0 > 20°, то на
фрезе делается заборный конус для более равномерного рас-
пределения работы между зубьями фрезы.

6.6.1. Профилирование червячных фрез

В основе конструкции червячной фрезы лежит цилиндричес-
кий червяк, представляющий собой тело, ограниченное двумя
концентричными цилиндрическими поверхностями и двумя
винтовыми поверхностями определенного вида. Различают
несколько типов цилиндрических червяков, получивших свое
название по форме их поперечного сечения [2, 4, 5, 6]: •

1) архимедов червяк, поперечное сечение — спираль Ар-
химеда, в осевом — прямая линия. Архимедов червяк можно
рассматривать как винт с трапецеидальной резьбой. Архиме-
дова винтовая поверхность образуется винтовым движением
прямой, пересекающей ось винтового движения под некоторым
углом;

2) эвольвентный червяк образуется при винтовом движении
образующей прямой, не пересекающей ось винтового движения
и расположенной по отношению к ней под углом т, равным
углу подъема винтовой линии на направляющем цилиндре.
В торцевом сечении эвольвентный червяк имеет эвольвенту.
Эвольвентная винтовая поверхность развертывается на плос-
кость. Эвольвентный червяк можно рассматривать как косо-
зубое колесо с большим углом наклона зубьев;

3) конволютный червяк образуется при винтовом движении
прямой, не пересекающей ось винтового движения и распо-
ложенной по отношению к ней под углом [3. В нормальном
сечении по витку или впадине конволютный червяк имеет пря-
молинейный профиль, а в плоскости, нормальной оси, — уд-
линенную эвольвенту.

Архимедов червяк нарезается резцом, режущие кромки
которого располагаются в плоскости, совпадающей с осью
винтового движения (рис. 6.28). Угол профиля резца совпадает
с углом в осевом сечении червяка. Показанная на рис. 6.28, а

Рис. 6.28. Схемы нарезания архимедова (а), эвольвентного (б) и
конволютного (в) червяка:

1 — образующая правой стороны профиля; 2 — образующая левой
стороны профиля
теоретическая установка резца возможна лишь при неболь-
ших углах подъема винтовой линии < (2 - 3)°. В остальных
случаях чистовая обработка каждой стороны витка архимедова
червяка производится отдельным резцом.

Эвольвентный червяк нарезается при установке инструмен-
та по схеме, показанной на рис. 6.28, б. Если червяк правозаход-
ный, то левая сторона боковой поверхности витков нарезается
резцом, поднятым над осью червяка, а правая — опущенным
ниже оси на величину К:

К = 8/2п тг, (6.27)

где 8 — шаг винтовой линии.

. На практике очень часто используют для нарезания эволь-
вентных червяков фасонные дисковые фрезы вместо обработки
резцом.

Конволютные червяки нарезаются по двум вариантам
(рис. 6.28, в): резец устанавливается нормально витку или
впадине.

Зубчатые колеса с эвольвентным профилем теоретически
правильно могут зацепляться только с эвольвентным чер-
вяком, витками которого являются эвольвентные винтовые
поверхности.

Червяки других типов с зубьями эвольвентного колеса
не сцепляются, поэтому режущие кромки червячной фрезы
должны лежать на поверхности эвольвентного червяка, раз-
меры которого соответствуют размерам нарезаемого колеса.
Червяк, на основе которого проектируются червячные фрезы,
называется основным.

Режущие кромки 3 (рис. 6.29) образуются пересечением
поверхности 2 стружечных канавок с задними поверхностями
зубьев фрезы 4. Для образования достаточных задних углов
задние поверхности смещаются с поверхности основного червя-
ка 1. Они являются также винтовыми поверхностями и имеют
с одной стороны шаг и угол подъема больше, с другой — мень-
ше, чем у основного червяка.
Рис. 6.29. Схема образования зуба червячной фрезы:
1 — поверхность основного червяка; 2 — поверхность стружечной
канавки; 3 — режущие кромки; 4 — задние поверхности

Исходя из вышеизложенного, определение профиля зубьев
фрезы должно выполняться в следующей последовательности:

1) находится уравнение поверхности основного червяка;

2) находится уравнение стружечной канавки, т. е. передней
поверхности зубьев, которая при у = 0° является архимедовой
винтовой поверхностью, а при у ф 0° — конволютной винтовой
поверхностью;

3) режущая кромка определяется как линия пересечения
поверхностей в пп. 1 и 2. Для этого надо совместно решить
их уравнения;

4) форма задней поверхности должна быть такой, чтобы
при ее пересечении с поверхностью стружечной канавки режу-
щие кромки находились на винтовой поверхности основного
червяка.

Эвольвентные червячные фрезы [1, 6, 5, 4]

Уравнение поверхности эвольвентного червяка. Эвольвен-
тный червяк получается при движении прямой АВ (рис. 6.30),
наклоненной к плоскости, перпендикулярной оси цилиндра, под
углом а, причем точка касания прямой АВ с цилиндром ради-
усом г,. движется по винтовой линии с углом подъема т0 = а.
II

Рис. 6.30. К определению уравнения поверхности эвольвентного
червяка

Если рассечь основной цилиндр плоскостью П-П, перпен-
дикулярной оси, и дать последовательное положение прямой АВ
при ее винтовом движении, то точка С опишет в этой плоскости
некоторую плоскую кривую. Она является эвольвентной, так
как ее образующая А1В1 катится по винтовой линии без сколь-
жения, а ее проекция АВ при таком перемещении катится без
скольжения по окружности основного цилиндра г0.

Пусть X, © и 5 - цилиндрические координаты точки С.
Начало этой системы координат совпадает с началом декарто-
вой системы.

Связь между этими системами определяется следующими
соотношениями (см. рис. 6.30):

У = р сох ©,

X = р сох 0,

0 = Х/У.

(6.28)

За начальное положение эвольвентного червяка примем
такое, когда образующая АВ будет касаться основного цилиндра
в точке А' пересечения его с осью ОУ.

В этом начальном положении эвольвента для каждой сто-
роны витка начинается от точки пересечения оси ОУ и началь-
ной окружности. Координаты точки эвольвенты в начальном
положении (сечение плоскостью ХОХ, рис. 6.31) равны

X = 0; О, = ал - ал = ту аг>

(6.29)

сок ал = г0/р.

Рис. 6.31. Определение угла поворота эвольвенты

Возьмем сечение П-П (см. рис. 6.30) на расстоянии X от
плоскости ХОХ. Эвольвента для этого сечения будет повернута
на угол ср, а координаты точки будут равны

0 = ©1 + ф = ту ах + ф, ф = 0 - ту аг. (6.30)

Определим ф. При повороте на угол 2 л точка винтовой повер-
хности переместится на величину шага винтовой линии 5, по-
вороту на угол ф будет соответствовать линейное перемещение
на величину X.

Тогда

Х = -^-5 = —ф.

2л 2л

(6.31)

Из уравнений (6.30) и (6.31) имеем

„ . 2л „
0 = иуд, + —X.

х 8
Но — = р — винтовой параметр, и окончательно 0 = шу ах + — ,
откуда

X = р (0 - шу аг), (6.32)

где сох ах = гй/р .

Это уравнение для левой стороны эвольвентного право-
заходного червяка. Для поверхности правой стороны этого
червяка имеем

X = р (О + шу аД, (6.33)

сох ах = г0/р .

Для левозаходного червяка необходимо изменить знак
перед р, так как направление шага 8 противоположное.

Для торцевого сечения эвольвентного червяка X — 0 и из
уравнения (6.32) получим р& = р ту или

0 = ту аг — (6.34)

левая сторона, а из уравнения (6.34) получим 0 = -шу ал —
правая сторона боковой поверхности. Таким образом, в
плоскости, нормальной оси эвольвентного червяка, получаем
эвольвенту.

Осевое сечение эвольвентного червяка найдем, положив в
(6.32) и (6.33) 0=0. Тогда

X = р(0 ± шу аД

или

X = -р 1пу а( — левая сторона правозаходного червяка,

X - р шу аг — правая сторона правозаходного червяка,
где сох ал = г0/У.

Хотя уравнение (6.35) похоже на уравнение эвольвенты,
кривая, определяемая уравнением X = +р шу а , не является
эвольвентой и специального названия не имеет.
Сечение эвольвентного червяка плоскостью, параллельной
оси и касательной к основному червяку, определяется уравнени-
ем г = г0 (рис. 6.32). Из рис. 6.32 и уравнения (6.28) имеем

г = р яп0 = г0, г0/р = кт ©.

•Рис. 6.32. Сечение эвольвентного червяка плоскостью г = у0

Но сок аг = г0/р(из свойства эвольвенты), поэтому сок ах =
п

= У/г0. Подставим найденные значения 0 и аг в уравнение
поверхности эвольвентного червяка (6.32) и получим

X = р(® - ту осЛ) = р\ — ах -1&ах +ах = — - рщ ах =

пр У п 5 5 „ 5

= -Г-р— =----------У =--1§т У.

2 г0 2 2л 2лг0 4 0

(6.36)

Выражение (6.36) есть уравнение прямой с угловым коэф-
фициентом. Благодаря этому свойству эвольвентной винтовой
поверхности эвольвентный червяк нарезается резцом с пря-
молинейным лезвием, которое надо установить в плоскости,
касательной к основному цилиндру (см. рис. 6.28, б).

Уравнение винтовой стружечной канавки. Стружечные
канавки на червячных фрезах располагаются перпендикулярно
направлению винтовых поверхностей основного червяка. Для
правозаходного червяка стружечная канавка будет левозаход-
ной, для левозаходного — правозаходной.

При радиальном расположении образующей стружечной
канавки ее поверхность является винтовой, образованной вин-
товым движением прямой линии, перпендикулярной оси фре-
зы. Эта поверхность является частным случаем архимедовой
винтовой поверхности и называется прямым геликоидом.

Рис. 6.33. К определению уравнения стружечной канавки

Рассечем винтовую канавку, соответствующую право-
заходному червяку, двумя плоскостями АА и ВВ (рис. 6.33) на
расстоянии Хк друг от друга. Профиль в сечении ВВ повернут
на угол 0 против часовой стрелки относительно сечения АА.
0 есть угол поворота прямолинейной образующей винтовой
стружечной канавки, соответствующий осевому перемещению
этой образующей на величину Хк. Очевидно, должно выпол-
няться соотношение

4(-е) = *.
или

х = -ре,

к к ’

(6.37)

где рк — винтовой параметр стружечной канавки.

Уравнение релсущей кромки получим, решив совместно
уравнения поверхности основного червяка (6.32) и (6.33) и
стружечной канавки (6.37):

X = />(0Ц ШУ0Сх), СО8(Хг=Г0/р,
Хк = ~РК®,

р(ер ту а*) = -рке, рОц ту ах = -рке, (6.38)

0 = ±—-— пту ах. (6.39)

Р + Рк

Подставив значение 0 из уравнения (6.39) во второе урав-
нение системы (6.38), получим

хР=-р.

—-—ШУИ

Р + Рк

Для левой стороны правозаходного червяка:

X =—туа
Р + Рк

(6.40)

„ Рк
0 =----——шуга.

Р + Рк

Для правой стороны:

X = шуос ,
Р + Рк

(6.41)

Рк

———шуах,
Р + Рк
• Уравнение затылованной поверхности. Режущие кромки
червячной фрезы должны одновременно принадлежать и
затылованным задним поверхностям, которые должны быть
винтовыми. Уравнение любой винтовой поверхности можно
представить в виде

х =

2л ’'

(6.42)

где 5 — шаг этой винтовой поверхности; Хи 0 — ее цилинд-
рические координаты; 0 = ©' при X = 0. Для правой боковой
затылованной поверхности имеем:

^=^(0-®'). (6.43)

Подставим значения X и 0 из уравнения (6.41) в (6.43):

Реп®' = —— 1ПУаЛ. (рб„ +рк),
Р + Рк

&'=Рбц. + Р« ,.±. 1ПУаг (6.44)

Рб„ Р + Рк

Значение О' из уравнения (6.44) подставим в уравнение

(6.43), получим

Хбп=рбц&-рР——— 1пуаг — уравнение правой боковой
Р + Рк затылованной поверхности

правозаходной фрезы,

Х6л ~ Рбк® -р^-—^-туах — уравнение левой боковой
Р + Л затылованной поверхности

правозаходной фрезы.

Формулы (6.45) показывают, что боковая затылованная
поверхность зуба эвольвентных червячных фрез является не-
линейчатой как образованная кривой. Это большой недостаток
эвольвентных фрез, так как затрудняет их точное профилиро-
вание.

Проверка профиля этих фрез, как и всех червячных фрез,
должна производиться по осевому сечению, поэтому определим
осевое сечение боковой затылованной поверхности.

В уравнениях (6.45) положим 0 = 0, тогда

Хбп = ШУ«Х,

Р + Рк

Хвл = -рР^ +.Р^
Р + Рк

В обоих уравнениях схл определяется по формуле

сок ах = г0 /р.

Но У = р сок 0 и при 0 = 0 У = р, поэтому

сок = г0/У.

(6.46)

(6.47)

Задаваясь рядом значений для у в пределах от окружности
впадин зубьев фрезы К. до окружности выступов находим
соответствующие им значения Хбп и Хвл и по ним строим кривые
осевого сечения. По этим кривым производится изготовление
шаблонов и затыловочных резцов.

Затылование червячных эвольвентных фрез представля-
ет значительные трудности. При радиальном затыловании
(движение затыловочного резца перпендикулярно оси фрезы)
резцом с криволинейной кромкой затылования поверхность не
будет винтовой. Чтобы лезвие эвольвентной фрезы было рас-
положено на винтовой затылованной поверхности, необходимо
осевое затылование, но из-за отсутствия специальных станков
на производстве оно трудноосуществимо. Кроме этого, осевое
затылование не обеспечивает постоянства размеров зуба фрезы
при переточках.
Указанные выше обстоятельства заставляют проектировать
червячные фрезы другими методами, когда прямолинейное
лезвие затыловочного резца обеспечивает винтовую заднюю
поверхность. С этой точки зрения более приемлемы червяки
Архимеда и конволютные.

Червячные фрезы Архимеда [1, 4, 5, 6]

Уравнение архимедовой винтовой поверхности. Архиме-
дова винтовая поверхность образуется при винтовом движении
прямой, пересекающей ось винтового движения под некоторым
углом. Сложное винтовое движение можно рассматривать
состоящим из вращательного вокруг оси и поступательного
движения в направлении, параллельном этой оси.

Рассмотрим осевое сечение червяка Архимеда. Прямая АВ
(рис. 6.34) является образующей, пересекающей ось винтового
движения ОХ под углом а.

Рис. 6.34. К определению уравнения поверхности архимедова
червяка:

АВ — образующая левой винтовой поверхности правого червяка;
СО — образующая правой стороны

Для нахождения уравнения левой стороны винтовой по-
верхности червяка Архимеда начало координат расположим в
точке пересечения образующей АВ с осью ОХ. А;В,. — начальное
положение прямой профиля. При винтовом движении А(Вй пе-
реместится на величину и после продольного перемещения
из положения А'О' повернется на угол © в положение АО'.
В результате треугольник ОА'Х займет положение О'АХ.

X = X) + Х2,

X, = —©-/?©.

1 2л

(6.48)

Из треугольника О'А'Х (или О'АН) Х2 = О’И = р1% а, и
окончательно:

X = р& + р а — уравнение архимедовой цилиндрической
поверхности для левой стороны
правозаходного червяка,

X = р& -р1§а — то же, для правой стороны.

Для торцевого сечения поверхности архимедова червяка
X = 0, тогда из уравнения (6.49) получим

/>0 = цр1§ос, р = ±——@ = ±Ь@. (6.50)

Таким образом, в торцевом сечении архимедова червяка
получим спираль Архимеда.

Если рассечь поверхность червяка Архимеда плоскостью,
параллельной оси (© = 0), то из уравнения (6.49) получим
X = а, но У = рсоз 0 (см. уравнение 6.28) и при 0=0
координата У = р.

Тогда

Х=цУГ§а, (6.51)

т. е. в сечении плоскостью, параллельной оси, архимедов червяк
имеет прямую линию.
Уравнение режущей кромки червячной фрезы Архимеда.
Решим совместно уравнение боковой поверхности винта червяка
Архимеда (см. уравнение (6.49)) и стружечной канавки (см.
уравнение (6.37)):

(X = р0цр1§а,
\хк=-рк®,

(6.52)

0 = ц-^-р. (6.53) Р + Рк

Подставим (6.53) в нижнее уравнение системы (6.52),
получим

Хр„ - Рк Ч«Р Р + Рк 0 = ц^-р Р + Рк уравнение правой режущей кромки,
*рл = Р* Р + Рк 0 = -^-р Р + Рк (6.54) уравнение левой режущей — кромки правозаходной фрезы Архимеда.

Уравнение затылованной поверхности. Боковая затыло-
ванная поверхность должна удовлетворять двум условиям:
быть винтовой и удовлетворять найденным уравнениям для
режущей кромки.

Напомним уравнение винтовой затылованной поверхности
(6.43):

Х„ =рЛ@- 0')- бп г бпх 7

Чтобы выполнить второе условие, необходимо, чтобы Хрп =
= Х^. Из уравнений (6.43) и (6.54) получим

—Ч«Р = рб„@ - р6п& =.Р+- -Щар - рбп& ,

Р + Рк Р + Рк
0' = +'1§ар.

Рб„(Р + Рк)

(6.55)

Подставим найденное выражение в уравнение (6.43):

Рбп

О---Рбп+Р^„1^

РбАр + Рк)

= Р6п®~Рбп+Рк 18 ар-
Р + Рк

Уравнение для затылованной поверхности:

Хбп = Рбп® ~ Рв" + Рк 18 ар — правая сторона,
Р + Рк (6.56)

хвл = Рбп® ~ ~—— г8 аР — левая сторона.
Р + Рк

Сравним полученные уравнения (6.56) с (6.49). Обозначим:

Рбп + Рк г§ар = гесс^, ^-^1ёар = г§а&1. (6.57)

Р + Рк Р + Рк

Тогда

= Рбп® - Р^а6„, Х5л = Рбл@ - р!§а.л. (6.58)

Полученные уравнения указывают на то, что боковые
затылованные поверхности у фрез Архимеда являются так-
же архимедовыми, но отличаются другим углом профиля и
винтовыми параметрами, другими словами, уравнения (6.49)
и (6.58) отличаются только постоянными членами, поэтому
форма режущих кромок фрезы останется неизменной и после
затылования. Кроме этого, боковые режущие кромки сохранят
свою форму и после каждой переточки.

Найдем осевое сечение затылованной поверхности фрезы
Архимеда, положив 0 = 0 в уравнениях (6.58). Хб = црс§ав,но
У = рсо5@ = р, тогда

(6.59)

Полученные выражения являются уравнениями прямых
линий, следовательно, боковые затылованные поверхности
можно получить затыловочными резцами с прямолинейными
лезвиями с соответствующими углами профиля а&1 и авл, ус-
танавливаемыми по оси фрезы.

Каждая боковая поверхность зуба затылуется отдельно.
Подсчитанные по формулам значения абп и а6л рекоменду-
ется указывать на чертежах архимедовых фрез, так как они
нужны для изготовления резцов и контроля фрез в осевой
плоскости.

Примечание: червячные фрезы, спрофилированные на базе червя-
ка III типа с прямолинейным профилем в нормальном сечении по
витку (конволютного), имеют боковую затылованную нелинейчатую
поверхность, образованную винтовым движением кривой, поэтому
правильно затыловать их можно только с осевой подачей. В практи-
ке такие фрезы затылуются в радиальном направлении, в результате
чего боковые режущие кромки из-за возникающих погрешностей уже
не лежат на поверхности основного червяка, поэтому эти фрезы мож-
но рекомендовать только для колес 8-й и 9-й степени точности и при
угле подъема витка не более 10°. Контроль таких фрез осуществля-
ется просто установкой шаблона по нормальному сечению винтовой
канавки, а обработка червяка упрощается благодаря установке резца
по впадине в нормальном сечении.

Затылование червячных архимедовых фрез. Определим
угол профиля затыловочного резца. Формулы (6.57) можно
представить в другом виде:

рб„ + рк 8бп + 5„
1%аб„ = ----1§ос = -б"

Р + Рк $ +

= Ре. + А а = 8б. + \ а

Р + Рк 3 + \

(6.60)

Определим значения шагов винтовых затыловочных
поверхностей 8бп и 8бл и соответствующие им винтовые
параметры рбп и р Затылование червячных архимедовых
фрез производится в радиальном направлении. В процессе
затылования резец совершает два движения: осевое от ме-
ханизма подач вместе с суппортом затыловочного станка и
радиальное (собственно движение затылования) от кулачка,
установленного на суппорте. При радиальном перемещении
затыловочный резец перемещается из положения АВ в А}ВХ
(рис. 6.35, а). Радиальное смещение может быть заменено
эквивалентным ему осевым АС, так как от такой замены
конечное положение прямой СВ, не изменяется.

Рис. 6.35. Схема радиального затылования червячной фрезы

Таким образом, результирующее осевое смещение резца
будет алгебраически складываться из собственного осевого 8,
равного величине подачи или шагу винтовой канавки основного
червяка, и дополнительного осевого, эквивалентного радиаль-
ному, и так как фреза вращается, то в относительном движении
прямой АВ описывается винтовая поверхность с шагом

8бп = 8 + АС=8 + К1ёабп, (6.61)

где К — величина суммарных радиальных перемещений заты-
ловочного резца за один оборот фрезы.

Резец начинает затылование в точке А (рис. 6.35, б) и за-
канчивает в точке В той же винтовой канавки за время, когда
фреза сделает не полный оборот, а повернется на угол, соот-
ветствующий дуге 2 яг р - а. За это время, т. е. на пути 2 лг р - а,
резец получает суммарное перемещение кг, где г — число зу-
бьев фрезы, ък — величина затылования одного зуба. С другой
стороны, величина К соответствует полному обороту фрезы,

то? -> К

т. е. пути л4/ср. Из пропорции

К = (кг п(1ср У(паср - а).

получим

(6.62)

Определим величину а. Из треугольника АВС (см. рис.
6.35, в) имеем

5 = ВО + ОС = а(сф го + ф т),

откуда а = 5/(сф го + ф т). Здесь го — угол наклона стружечной
канавки, т — угол подъема витка основного червяка.

Но из треугольника аЬс сф го = 8к/ а из треугольника
с1е/ ф т = 5к/2л</ср. Окончательно

с
а =------2лг (6.63)

Подставим значение а из уравнения (6.63) в уравнение
(6.62):

К =-----

™*ер

(5 + 8К). (6.64)

ш! 1------------

5 + У. ср 8 + 8,

Из (6.64) и (6.61) получим величину шага затыловочной
поверхности для правой стороны витка:

к?

8^=8+ /(8 +8^^, (6.65)

для левой стороны соответственно

к7

8бл=8 + /(8 + 8К)1ёаб,. (6.66)
Таким образом, дополнительные смещения затыловочного
резца при затыловании, равные вторым членам в равенствах
(6.65) и (6.66), направлены в противоположные стороны. При
затыловании правой стороны шаг боковой затылованной по-
верхности увеличивается, левой — уменьшается. Подставим
полученные величины 8 и 8Вп в формулы (6.60):

Ф “а,

5 + б^фа*, + 5\

___________

5 + 5,

«б„ =
%

= (5 + 5д.)фа,

(5 + $к)фа _ фа
\ к 7

кг
сфа- —

ф а6„ =-------------правая сторона,

сф а-----

1
ф а,5„ =-----------левая сторона.

а.
сф а- —

Окончательно имеем

кг кг ...

сфабл =сфа—, сфаЛ,=сфа—. (6.67)

о*.
6.6.2. Приближенное профилирование червячных
фрез для цилиндрических зубчатых колес [2, 5]

В основу червячной зуборезной фрезы, предназначенной
для нарезания эвольвентных цилиндрических зубчатых колес,
положен эвольвентный червяк. При условии расположения ре-
жущих кромок фрезы на поверхности основного эвольвентного
червяка обеспечивается точный профиль фрезы и нарезаемого
колеса. Практически такие фрезы оказались неприемлемы
из-за сложности их профилирования, требующего осевого
затылования, и необходимости пользования специальными
измерительными приборами.

Широкое распространение получили фрезы, основанные
на приближенных методах профилирования: профиль боковой
поверхности зуба фрезы принимается в нормальном сечении по
впадине и прямолинейным в осевом сечении. С точки зрения
удобства изготовления и контроля, а также точности профи-
лирования предпочтение следует отдать фрезам, спрофилиро-
ванным на базе архимедова червяка.

Теоретическая задача профилирования архимедовой фре-
зы заключается в нахождении прямой, заменяющей кривую
осевого сечения теоретического эвольвентного червяка с ми-
нимальными допускаемыми отклонениями от этой кривой в
пределах профилирующей части зуба фрезы.

Практически эта задача сводится к определению наивы-
годнейшего по точности значения угла профиля основного
архимедова червяка фрезы в осевом сечении. Заменяющую
прямую проведем через две крайние точки профиля — верхнюю
и нижнюю (рис. 6.36).

Тогда

У = 7? - с'т = г, + Гт ,
В е н д -г н1

У = К - (с'т + т + к + 0,5А) н= г (0,6 т + 0,5/:).

Здесь тн — нормальный модуль; с' = 0,25.. .0,30 — коэффициент
зазора; к^ = 0,6тпи — высота фланка; 0,5/: учитывает отпускание
профиля фрезы при переточке, т. е. когда она будет сточена на
0,5 шага; к — величина затылования.
Рис. 6.36. Замена эвольвентного червяка архимедовым
(осевое сечение)

В осевом сечении эвольвентного червяка (® - 0) имеем
кривую (см. формулу 6.36) (для левой стороны профиля) X =
= /?1пуал_, где созаг = г0/У:

Х= р ту ак, Хг = р ту а .

Угол между прямой ВС, проходящей через две точки, и
осью ОУ

хв-х<

1§а = —----5

Ув-Ус

(6.68)

Подставим в (6.68) координаты точек Ви С:

Хк-Х = р(шу а - шу а ), У - Ус = 0,6т + 0,5&,
В С г х х& Х(^ВС н

р(туаг -туаг
фа = —------------—

тн + 0,6тн +0,5к
Но

5 1п пт ти

р- = -°- = — =--------2—.

2л 2п 2п 2созт3

Здесь т — осевой модуль; т — угол подъема винтовой линии
на делительном цилиндре.

пг (туаг -ту а, )
=-----------------------г,

2созх3 (тн + 0,6тн + 0,5к)

(6.69)

где

СОЗ(Хх

- го ^в ~

го

Ке - с'тн ’

— /л / Л. г — -, ~ Г.

с К„ -(ст. +тн + 0,6т. + 0,5&)

Радиус основного цилиндра можно определить так:

, , 'лт тп

1%х0 = р/г0, у0 =р/1§т0 =5/2тП§т0 =--------= -------—-,

2лфт0 2со8т01§т0

соз т0 = соз т соз а0, а0 = 20°.

По полученным формулам определяется угол профиля
червяка, принимаемого за основной вместо теоретического
эвольвентного. Фреза получается архимедовой, но с углом
профиля, отличным от 20°. В этом случае углы профиля бо-
ковых затылованных поверхностей определяются по формулам
(6.67).

Рассмотрим еще один упрощенный предложенный нами
[5] метод червячных фрез при их приближенном профилиро-
вании.

Смысл этого метода состоит в том, что профильный угол
а основного архимедова червяка определяется по углу накло-
на касательной к кривой пересечения эвольвентного червяка
осевой плоскостью в точке А середины профилирующей части
зуба, т. е. лежащей на делительном цилиндре (рис. 6.37),
т. е., У, = л.
’ А с

Рис. 6.37. Определение профильного угла а

Осевое сечение эвольвентной червячной фрезы определя-
ется выражением (6.35). Для левой стороны зуба

X = р щу ах = р(1§, ср - ср),

сок ср = г0/У

(6.70)

или

X = р (ф ср - ср),

У = г0/ сок ср, (6.71)

где ср — параметр.

др X'

Но ф а = — = —-. Найдем сЬМу и <1у/с1х:
с!у У

Х' = р| —-------1

I сок ат

ктор

---

СОК" ор
тогда

р (1 - соз- а г) соз ах $ 5 ,-------—

фа = —----------------=-----япа, =----- соз аг.

соз а/ояпа, 2лг0 2лг0

Но 8/2пгй = ф т0>
где т0 — угол подъема витка эвольвентного червяка на основ-
ном цилиндре.

Определим соз а_ для точки А, лежащей на делительной
прямой фрезы (см. рис. 6.37); соз аг = г0/У; соз ат = г0/г., так
как УА = г?, тогда

фа = фт0

(6.72)

Такую же формулу без вывода дает З.А. Никитина [9].

Зависимость (6.72) для определения профильного угла
основного червяка значительно проще полученной посредс-
твом инвалют и наряду с простотой дает высокую точность
для угла а. В табл. 6.1, заимствованной из работы З.А. Ни-
китиной, приведено сопоставление точности расчета угла
профиля основного архимедова червяка фрезы при различных
методах расчета.

Таблица 6.1

Расчетные оценки угла профиля основного архимедова червяка
фрезы

Исходные данные Формулы для расчета угла профиля
«0 (Х[( а а0 т. К т. (шуа. - шуое. ) а = — Ц-. 2со5Га (1,6отй + 0,51:) 1ёа = 1ёт0^1-^-.
1 20 50 1°13' 2,5 20°0'28" 20°0'17"
5 -11- 90 3°46' 6,5 20°4'52" 20 °21'30"
20 -И- 230 б°ЗГ 18 20° 19'27" 20°21'30"
6.6.3. Некоторые конструктивные элементы
червячных зуборезных фрез [3, 9, 10]

С увеличением диаметра фрезы уменьшается угол подъема
витков фрезы, что благоприятно сказывается на увеличении
точности, уменьшается высота гребешков вдоль зубьев колеса,
увеличивается число зубьев, что улучшает условия резания и
отвода стружки, возможность увеличения диаметра оправки
обеспечивает повышение жесткости и стойкости фрезы.
Однако с увеличением диаметра фрезы увеличивается рас-
ход материала для ее изготовления, а также угол контакта
фрезы с заготовкой и время резания. Для прецизионных
фрез следует принять большим, а для фрез общего на-
значения — меньшим.

Рис. 6.38. Диаметр фрезы. Основные конструктивные размеры
цельной червячной фрезы

Ориентировочно диаметр фрезы может быть определен
исходя из желательной величины подъема витков т, который
для повышения точности зубообработки и уменьшения шеро-
ховатости поверхности должен быть по возможности меньше
(желательно не более 3°).

Рассмотрим развертку червячной фрезы по делительному
диаметру (рис. 6.39). Из треугольника 79СЕ имеем

п<7, = 79Е/зт т, = I /зш т, = пт / зт т,.
с с х с н д
Рис. 6.39. Схема к определению диаметра фрезы:

</. — делительный диаметр; 10 — осевой шаг; 1и — нормальный шаг

Откуда

(6.73)

81П Тэ

Для расчета фрезы выбирается условный средний расчет-
ный диаметр (рис. 6.40), по нему определяются углы наклона
стружечной канавки, угол подъема витков фрезы. По мере
переточек с уменьшением диаметра фрезы уменьшается и
средний диаметр профиля зубьев, а следовательно, изменя-
ются угол подъема витков фрезы т и угол стружечной канавки
со. Для уменьшения отклонений физических размеров т и со
от расчетных средний диаметр фрезы при ее проектировании
берется в сечении, отстоящем от передней поверхности на о =
= (0,1... 0,25)г :

с/ = <1 - 2/г'и - 2аК, (6.74)

ср.расч. Лф ’ х -

где К — величина затылования; Л'и — высота головки профиля
зуба фрезы.
Рис. 6.40. Расчетный средний диаметр фрезы:
ОС — расчетное сечение

•а

Для сборных и составных фрез с т > 8 мм диаметр
выбирается в зависимости от числа зубьев, способа их креп-
ления и конструкции. Согласно ГОСТ 9324-80Е для фрез с
т = 1...25 мм значения Л = 40...340 мм, О = 16...30 мм,
"о

Ь = 32. ..360 мм и г0 = 16...8.

Обычно

аао >2(Н + ё + С}- 20),

где Н — высота зуба; § — толщина тела фрезы в опасном сече-
нии, § = (0,25...0,3) С, — размер шпоночной канавки.

Число заходов фрезы (г10 ) выбирают исходя из точности
обработки. Однозаходные фрезы (г10 = 1) дают наибольшую точ-
ность обработки колес и просты в изготовлении и эксплуатации,
многозаходные (г10 = 2...4) обеспечивают высокую производи-
тельность зубофрезерования, но точность обработки ниже из-за
увеличения углов подъема винтовой линии основного червяка; у
этих фрез длина в 1,25... 1,5 раза больше длины стандартных для
обеспечения возможности их работы с передвижкой.

Размеры профиля зубьев червячных фрез принимаются
по размерам профиля инструментальной рейки (см. рис. 6.6)
и зависят от назначения фрезы. У чистовых (однозаходных)
фрез профиль не модифицирован (рис. 6.41, а), много-
заходные фрезы имеют модификацию различных вариантов
(рис. 6.41, б) — утолщение в виде фланков на ноже зуба или
головки зуба в виде «усиков» (рис. 6.41, в).

Рис. 6.41. Размеры профиля зубьев червячной фрезы в нормальном

сечении:

а — профиль не модифицирован; б, в — модифицированные профили

Толщина зуба в нормальном сечении по начальной прямой
8 для прецизионных и чистовых фрез

। = р - о ,
по г по п1

(6-75)

где рпо = пт^}0 — число заходов; 8п — толщина зуба колеса по
делительной окружности с учетом бокового зазора в зубчатой
передаче.

Для черновых фрез

8 = р - 8 - а,
ПО Г по п 1

(6.76)
где а — припуск на последующую обработку, зависит от модуля
и вида обработки и колеблется для т0 = 2... 10 мм в пределах
0,25...0,6 мм (шлифование) и 0,1...0,18 мм (шевингование).

Высотные размеры зубьев фрезы определятся по зависи-
мости

/г = И + К= т(к + к,), (6.77)

где кх, к2 — коэффициенты высоты головки и ножки зуба со-
ответственно.

Для некорригированных колес к} - к2 =1,25. Радиусы пе-
реходных кривых у головки 8ао и ножки зуба 8 соответственно
равны 0,38 и 0,3мм.

Геометрические параметры зубьев червячных фрез ха-
рактеризуются значениями передних углов на вершине зуба
уао, задними углами на наружном диаметре аао и боковых ре-
жущих кромках а^. У чистовых фрез уао =0°, ас^ =9... 12°.
Нулевые значения передних углов обеспечивают необходи-
мую точность профиля нарезаемого колеса, упрощают расчет
фрез, их контроль и технологию изготовления. Однако для
повышения стойкости черновых фрез при нарезании колес из
конструкционных и легированных сталей уо следует выбирать
в пределах 8...25°.

Задний угол на вершинах и боковых сторонах зубьев обес-
печивается радиальным затылованием по спирали Архимеда,
при этом падение затылка зуба К (см. рис. 6.40) при выбранном
можно найти по зависимости (5.18)

лсА

К = -^-1ёа0. (6.78)

Боковые задние углы ао^ в нормальном сечении у червяч-
ных фрез во избежание усиленного износа боковых кромок не
должны быть меньше 2°.

Стружечные канавки у червячных фрез обычно выпол-
няются винтовыми, т. е. нарезаются нормально витку основ-
ного червяка по среднему расчетному диаметру, т. е. со = г
(см. рис. 6.38), при этом на обеих сторонах зубьев в передней
поверхности передние углы одинаковы. Иногда червячные
фрезы изготавливают с прямыми канавками, параллельными
оси (со = 0), что упрощает заточку инструмента, однако у таких
фрез в процессе резания передние углы на боковых сторонах
получаются неодинаковыми: с одной стороны — положитель-
ный, с другой — отрицательный, но по абсолютной величине
равными углу подъема витка основного червяка. Если углы
подъема витка т = 3-5 , то фрезы с со = 0 не показывают сни-
жения стойкости по сравнению с фрезами, у которых нарезаны
винтовые стружечные канавки, т. е. т = со.

6.6.4. Особенности червячных фрез
для нарезания червячных колес [6]

Червячные фрезы могут быть нарезаны червячными фре-
зами, резцами-летучками и окончательно обработаны червяч-
ными шеверами. Червячные фрезы работают с радиальной или
тангенциальной подачей (рис. 6.42, а, б).

Рис. 6.42. Схемы нарезания червячного колеса червячной фрезой:
а — с радиальной подачей; б — с тангенциальной подачей

При работе с радиальной подачей фреза устанавливается
так, что зубья касаются наружной поверхности обода колеса.
При вращении фрезы и заготовки затем производится сближе-
ние их осей до величины обеспечивающей необходимые раз-
меры зубьев нарезаемого колеса. В дальнейшем производится
нарезание зубьев при постоянном межцентровом расстоянии
и совместном вращении фрезы и заготовки без перемещения
фрезы вдоль оси.

При тангенциальной подаче оси фрезы и заготовки ус-
танавливаются на требуемое межцентровое расстояние а0 ,
затем осуществляется тангенциальная подача вдоль оси, при-
чем средняя линия зубьев фрезы перемещается касательно
к начальной окружности нарезаемого колеса. У таких фрез
угол заборного конуса (р = 11... 13 на длине, равной 2.5...3
шагам, выполняется для уменьшения нагрузки на первый
зуб фрезы.

Тангенциальный метод нарезания колес менее производи-
телен, чем радиальный, но обеспечивает повышение качества
поверхности зубьев за счет увеличения числа зубьев фрезы,
находящихся в контакте с заготовкой. Стойкость тангенци-
альных "фрез оказывается выше из-за того, что сила резания
распределяется на большее число зубьев фрезы.

Чтобы обеспечить геометрически правильное зацепление
нарезаемого колеса с червяком, фреза должна быть спрофи-
лирована идентично профилю витков червяка. Собственно
профилирование червячных фрез, обрабатывающих червячные
колеса, не отличается от профилирования червячных фрез для
цилиндрических зубчатых колес (см. разделы 6.1 и 6.2). Ис-
ходные данные для расчета фрезы задаются в осевом сечении
червяка: модуль, угол зацепления, осевой шаг, осевая толщина
зуба, наружный диаметр, средний диаметр, угол наклона витка,
число заходов червяка, число зубьев колеса, радиальный зазор
в передаче, диаметр окружности выступов червячного колеса,
направление витков червяка.

Габаритные размеры фрезы в поперечном сечении выбира-
ются не произвольно, что допустимо у фрез для цилиндрических
колес, а зависят от диаметра червяка. Средний (делительный)
диаметр зубьев фрезы равен среднему диаметру червяка: (1-, =
= с? = <7т, шаги зубьев фрезы и колеса также равны между
собой. Внутренний диаметр фрезы принимается равным обычно
внутреннему диаметру червяка с1 — (1.

Углы подъема винтовой линии на делительном цилиндре,
модули и число заходов фрезы и червяка должны совпадать.
Наружный диаметр фрезы делается больше наружного
диаметра червяка на удвоенную величину радиального зазора
с с учетом припуска на переточку (рис. 6.43):

й = Чц + 2(с + 0,1и?),

где 0,1т — припуск на переточку, компенсирующий уменьше-
ние радиального зазора в передаче при сохранении межосевого
расстояния в процессе нарезания независимо от степени пере-
точки фрезы.

Рис. 6.43. Определение габаритного размера червячной фрезы

Так как заходность фрезы должна равняться заходности
червяка, часто фрезы приходится изготавливать многозаход-
ными, поэтому углы подъема витков фрез для червячных колес
получаются больше, чем для цилиндрических колес, иногда до
35...40°.

В зависимости от формы профиля червяка фрезы для обра-
ботки червячных колес могут быть эвольвентными, архимедо-
выми и конволютными. Выбор типа основного червяка зависит
от типа фрезы (черновая или чистовая): архимедовы — для чис-
товых фрез, а эвольвентные и конволютные — для черновых.
6.7. Шеверы [6, 4, 5, 3, 10]

Шеверы предназначены для чистовой обработки цилин-
дрических и червячных зубчатых колес т = 0,2...8,0 мм с
целью повышения точности на одну степень. При этом ис-
правляются профиль зубьев, шаг, биение зубчатого венца и
до Ка =0,69...0,32 мкм снижается шероховатость поверхности
зубьев; накопленная погрешность окружного шага колеса при
шевинговании исправляется хуже.

При шевинговании колес воспроизводится зацепление
зубчатой пары, при этом оси шевера и обрабатываемого колеса
скрещиваются под некоторым углом. Из-за скрещивания осей
при зацеплении возникает относительное скольжение про-
филей — это главное движение резания, при этом режущие
кромки шевера снимают с заготовки тонкие волосообразные
стружки. Шевингуемое колесо имеет перемещение вдоль оси
с продольной подачей 8пр = 0,15...0,25 мм/об для г, = 17...20
и 8пр = 0,45...0,6 мм/об для г =50... 100. Кроме этого, в конце
продольного хода осуществляется периодическая радиальная
подача 5 . — сближение осей шевера и колеса, величина 5 ,
рад г рад

выбирается в пределах 0,02...0,04 мм/ дв. ход.

Припуск под шевингование по толщине зубьев колес сред-
них модулей составляет А8 = 0,035 тп.

Для обработки цилиндрических колес применяются диско-
вые шеверы, а червячные — для червячных колес.

Дисковый, или круглый, шевер (рис. 6.44) представляет
собой эвольвентное прямо- или косозубое колесо с высотной
коррекцией зубьев, на боковых поверхностях которого образо-
ваны канавки, образующие режущие кромки. Размер и форма
канавок на зубьях шевера показаны на рис. 6.45.

Шеверы общего назначения для некорригированных колес
выпускаются следующих номинальных делительных диамет-
ров: 85 мм — для т = 1... 1,5 с углом наклона зубьев 0о=1О°,
180 мм — для т = 1,25...6 мм и 240 мм — для т = 2...8 мм с
углом Ро=5 и 15°. Для мелкомодульных колес (т = 0,2...0,9)
дисковые шеверы изготавливают с номинальным диаметром
85 мм и Ро = 10°.
Рис. 6.44. Дисковый шевер

В процессе эксплуатации шевер перетачивается, ^результа-
те чего параметры зацепления «шевер — колесо» изменяются:
межцентровое расстояние Л, 9, угол зацепления а, угол скре-
щивания осей Е, поэтому надо определять размеры шевера при
различной степени сточенности.

Проектный расчет нового шевера заключается в определе-
нии его размеров и проверке правильности зацепления обра-
ботанных колес.

Предварительно определяются дополнительные техно-
логические данные шевингуемого колеса, необходимые для
расчета шевера: угол зацепления по торцу ай = а.Л§ р0
(а = ад — для прямозубых колес), угол подъема винтовой
линии на основном цилиндре колеса (для косозубых колес)
»•

Рис. 6.45. Формы канавок на зубьях шевера

сохе = со8аосо80о, диаметры основных цилиндров колеса и
сопряженной с ним шестерни; угол зацепления в зубчатой
передаче со8(/& = (<10 + <1^1 АХ2 (для некорригированной пе-
редачи с15 = йй); длина активного участка линии зацепления
сопряженных колес

7 = 0,5С/о2 -(/3 + - А. 2 81п а,,

I у V) у е2 4*2 / 7

радиус кривизны в точке начала активной части профиля колеса
Р! = 0, б^О2 -1, величина перекрытия обработкой активной

части профиля зуба колеса при шевинговании А/ = 0,15т/$таВ;,
коэффициент перекрытия при зацеплении колеса с шевером как
отношение длины активной части линии зацепления к основно-
му шагу е= (I + А/)/го зш о = (/ + Л.1)/лт\ созсг зш о, при этом
должно быть е > 1,1.
Далее определяются расчетные и конструктивные парамет-
ры дискового шевера.

Выбирается угол скрещивания осей шевера и колеса: X =
— 10...15°. Принимать X меньше 5° нецелесообразно из-за
ухудшения условий резания.

Угол наклона на делительной окружности шевера р =
= р. - Е, а число его зубьев г„ = (Г>тах - Зт) соз ра,/д?, где
Отах — наибольший допустимый диаметр шевера (принимается
по модели шевинговального станка или по ГОСТ 8570-80Е), г„
не может быть кратным и иметь общих множителей с числом
зубьев колеса, а по возможности должно быть простым числом
29, 31, 37, 41, 47, 53, 61, 67, 71, 73, 83.

Диаметр делительной окружности шевера б? =тг1/со8$да,
торцовый профильный угол фаа, = фоссоз Рй(. Диаметр ос-
новного цилиндра Лэс, = соз айя, а угол подъема винтовой
линии на основном цилиндре соз о, = соз ад зт ра,.

Определим параметры нового шевера. Нормальный угол
зацепления на начальном цилиндре нового шевера а =
= а.е + Да, где Да = 1° при а. = 20°, угол наклона зубьев
на начальном цилиндре шевера зт Р„ = соз а/зт а„ , колеса
зт Р1 = соз су/соз а . Торцовые углы давления на начальных
цилиндрах шевера и колеса соответственно находятся по зави-
симостям ф а5и = ф а/( /роз ифа, = ф а /соз р).

Диаметры начальных цилиндров шевера и колеса равны:
Д, = у /соз а5и и Д = Ло /соз ап. По аналогии с зацеплением
пары винтовых колес длина линии зацепления при шевинго-
вании

Ь = Д2 - Д зт о + Д2 - Д Д зт о„.

Диаметр окружности выступов шевера

ЦИ=Д2 +(2р„)2,

( Т р! - Д/ V

где ри = Ь--------зтсти — наибольший радиус кривизны

зт о

профиля зуба шевера с учетом перекрытия обработкой активной
части профиля колеса.
Радиальный зазор шевера и обрабатываемого колеса

2Дг = <1, +с! - И - (1

1 и ей г

должен быть больше 0,2т. Если условие 2Дг > 0,2т не выпол-
няется, следует уменьшить Да и повторить расчет.

Шаг по нормали на начальных цилиндрах шевера и колеса

п г-

р = —созр), а толщина зуба на начальном цилиндре колеса

(рис. 6.46)

^3, СО80Э;

= ту а

С08р,

Толщина зуба шевера на начальном цилиндре 51 = р - 5, а
высота его головки й' = (Рт - б()/2. Толщина зуба на вершине
нового шевера

5и

4,СО8р,

+ шуа5„ -шуай„

С08рй,

пРичем1ёрш =О,11ёра/4/в„.

Так как шевер в процессе эксплуатации перетачивается, то
при определении толщины зуба надо учитывать припуск на
переточку Д (рис. 6.46, б). Тогда 5 = р - 5 = пт - 5 + Д (знак
«+» — для нового шевера, «-» — для изношенного).

При выборе величины Д необходимо, чтобы толщина зуба
нового шевера по окружности выступов была достаточной для
обеспечения прочности, а минимальный диаметр окружности
впадин переточенного шевера б? был не менее чем на 2 мм боль-
ше диаметра его основной окружности </т.п > + 2. Величина

Д зависит от модуля и колеблется в пределах 0,25...0,45 мм
для т = 2...8.

Ширина шевера В (рис. 6.44) является конструктивным
элементом, однако для шевера, работающего с параллельной
подачей, В может быть найдена теоретически и определяется
проекцией активной линии зацепления на ось шевера:
Рис. 6.46. Размеры зуба шевера:
а — в нормальном сечении; б — с учетом припуска на переточку

кВ = [2(7 + Д/)со8 ои]/8Ш о.

Ширина В рабочей части зубьев шевера и диаметр поса-
дочного отверстия принимаются в зависимости от диаметра
делительной окружности (табл. 6.2).
Таблица 6.2

Конструктивные параметры шеверов

Диаметр делительной ок- ружности шевера с1„ , мм Диаметр посадочного отверстия, мм Ширина В шевера, мм
85 31,75 15
180 63,5 20
250 63,5 25

Стружечные канавки, образующие режущие кромки на
боковых поверхностях зубьев шевера для т = 2...8 (см.
рис. 6.45, а), выполняются по нескольким вариантам: боковые
стороны канавок параллельны торцу шевера (см. рис. 6.45, б)
со сторонами, перпендикулярными зубу (см. рис. 6.45, в) тра-
пецеидальной формы, одна сторона параллельна торцу шевера
(см. рис.6.45, г). Для схемы а одна сторона зуба имеет положи-
тельный передний угол, вторая — отрицательный, для схемы
б передние углы имеют нулевое значение. Размеры канавок
необходимо выбирать в следующих пределах: I = 1,8.. .2,4 мм,
у = 0,6... 1 мм, 8к = 0,5 1к. У шеверов с т<2 канавки делаются
сквозными (см. рис. 6.45, д).

Литература

1. Грубин А.Г., Лихциер М.Б., Полоцкий М.С. Зуборезный
инструмент. М.: Машгиз, 1946, 1947.

2. Никитина З.А. Инструкции по расчету червячных фрез.
М., 1960.

3. Ординарцев И.А., Филиппов Г.В., Шевченко А.Н. и др.
Справочник инструментальщика / под ред. И.А. Ординарцева.
Л.: Машиностроение, 1987.

4. Романов К.Ф. Расчеты зуборезных инструментов. М.:
Машиностроение, 1969.

5. Рыжкин А.А., Каганов В.С., Дмитриев В.С. Режущий
инструмент. Ростов н/Д: Издательский центр ДГТУ, 2000.
6. Семенченко И.И., Матюшин В.М., Сахаров Т.Н. Проекти-
рование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962.

7. Семенченко И.И. Режущий инструмент. Т. 3. М.: Маш-
гиз, 1944.

8. Семенченко И.И. Режущий инструмент. Т. 4. М.: Маш-
гиз, 1944.

9. Справочник металлиста / под ред. А.Н. Малова. Т. 5.
М.: Машгиз, 1961.

10. Справочник конструктора-инструментальщика / под ред.

В.И. Баранчикова. М.: Машиностроение, 1994.
7. ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ
ДЛЯ ОБРАБОТКИ
НЕЭВОЛЬВЕНТНЫХ
ПРОФИЛЕЙ

Метод обкатки применим не только для обработки эволь-
вентных зубчатых колес, но и изделий с прямолинейным и
криволинейным профилем, таких как шлицевые, многогранные
и фасонные валики, храповые колеса, звездочки различных ти-
пов и т. п. Особое значение метод обкатки имеет для обработки
многошлицевых валов.

Для обработки методом обкатки изделий с неэвольвентным
профилем применяются червячные фрезы, долбяки и резцы.

Наибольшее распространение получили червячные фрезы,
применяемые на горизонтальных и вертикальных зубофре-
зерных станках, так как они по сравнению с долбяками обес-
печивают:

1) более высокую производительность, так как непрерывно
работают и не имеют холостых ходов, как долбяк;

2) повышенную точность изделия, так как отсутствует
накопление ошибки по шагу изделия;

3) возможность обработки длинных изделий, когда невоз-
можно применить долбяк. С другой стороны, долбяк удобно
использовать при обработке коротких шлицевых валиков, где
шлицевая часть помещается рядом с уступом.
7.1. Основные положения метода обкатки
[7, 2]

В процессе обкатки профиль изделия получается как
огибающая последовательных положений инструмента при
качении без скольжения центроиды инструмента (прямая ли-
ния — для червячных фрез и окружность — для долбяков) по
центроиде изделия (окружность). С другой стороны, профиль
инструмента является огибающей последовательных положе-
ний профиля изделия при качении без скольжения центроиды
изделия по центроиде инструмента. Окружность и прямая,
служащие в качестве центроид, называются начальными.
В основу расчета профиля инструмента как сопряженного с
профилем обрабатываемого изделия и положено указанное
выше положение.

Сопряжение двух профилей возможно только при соблю-
дении следующих основных законов зацепления:

1) сопряженные профили в точках касания должны иметь
общую касательную, а следовательно, и общую нормаль;

2) общая нормаль в точке касания профилей должна прохо-
дить через точку соприкосновения центроид, т. е. через полюс
зацепления;

3) нормали, проведенные к профилю изделия должны
пересекать центроиду инструмента, это пересечение должно
протекать последовательно, не пересекаться между собой на
участке между профилем и центроидой (рис. 7.1, а).

Третье условие указывает на то что не всякий профиль
может быть обработан методом обкатки. Так, его нельзя при-
менить для изделий с профилем из неплавных и зигзагообраз-
ных кривых, а также с заостренными и угловатыми участками
(рис. 7.1, б).

Профиль изделия, показанный на рис. 7.1, б, нельзя об-
работать методом обкатки, так как нормали к этому профилю
пересекают центроиду инструмента непоследовательно и пере-
секаются между собой на участке между профилем изделия и
центроидой.
Рис. 7.1. Условия обработки фасонного профиля методом обкатки

На рис. 7.2 показаны примеры изделий, обрабатываемых
методом обкатки.

Рис. 7.2. Типы фасонных валиков:

а — детали типа звездочек и храповых колес; б — валики
фасонные; в — шлицевые валы с прямолинейным профилем
7.2. Методы определения профиля
инструмента

Для определения профиля режущих лезвий обкаточных
инструментов применяются графические, графоаналитические
и аналитические методы.

Графические методы обладают большой наглядностью, но
не обеспечивают необходимой точности определения профиля
даже при вычерчивании в большом масштабе. Их следует
применять, когда нет полной уверенности в том, что профиль
возможно обработать методом обкатки (для контроля), и в тех
случаях, когда для сложных криволинейных профилей отсутс-
твуют методы аналитического расчета.

Необходимая точность определения профиля обкаточного
инструмента достигается только аналитическим методом.

Графические и аналитические методы обычно используются
при нахождении профилей обкаточных инструментов, обраба-
тывающих шлицевые валы и зубчатые колеса с круговым зубом
(с зацеплением Новикова).

7.3. Червячные фрезы для обработки изделий
типа шлицевых валов {7, 8, 9, 2]

Профиль червячной фрезы будем искать для случая обработки
шлицевого вала с прямобочным профилем: а) при центрировании
по О (рис. 7.3, а); б) при центрировании по <1 и Ъ (рис. 7.3, б, в).
Такой шлицевый вал характеризуется следующими параметра-
ми: у — угол профиля, Я — радиус окружности выступов, Ь =
= 2Л — ширина шлица, г — радиус окружности впадин.

Из рис. 7.3, в видно, что

8ш у = ЫК, (7.1)

где й — кратчайшее расстояние от центра изделия до прямой
профиля.
Рис. 7.3. Размеры шлицевых валиков с прямобочным профилем

7.3.1. Графическое профилирование

Существуют два метода определения профиля фрезы гра-
фическим путем: с помощью линии зацепления и построением
огибающей последовательных положений профиля изделия.

Рассмотрим метод определения профиля фрезы по линии
зацепления. При обработке шлицевого валика червячной
фрезой как инструментом реечного типа центроидой инстру-
мента является прямая линия, центроидой изделия — ок-
ружность, касание которых происходит в полюсе зацепле-
ния Р (рис. 7.4). Будем считать, что начальная окружность
совпадает с окружностью выступов валика. Проведем через
полюс зацепления линию профиля под углом у. На началь-
ной окружности валика отложим от полюса равные дуги
Р-1, 1-2, 3-2 и т. д. и через точки проведем линии профиля,
касательные к окружности радиусом /г. При вращении валика
против часовой стрелки эти линии профиля соответствуют
различным стадиям зацепления.
Рис. 7.4. Графическое определение профиля фрезы [1, 5, 6]

Линия зацепления — это геометрическое место точек со-
прикосновения сопряженных профилей, и общие нормали к
сопряженным профилям в точках касания должны проходить
через полюс зацепления. Если из полюса Р опустить перпенди-
куляры на прямые профиля, то полученные точки 1', 2' и т. д.
будут точками линии зацепления, так как они лежат, во-первых,
на прямых профиля валика, во-вторых, на нормалях, проведен-
ных из полюса зацепления, т. е. в точках касания сопряженных
профилей. Соединяя точки Г, 2', 3' и т. д. плавной кривой,
получим линию зацепления.

При вращении фрез каждая точка ее профиля перемещает-
ся в направлении, параллельном начальной прямой ОО, т.е.
на линиях, проведенных из точек Г, 2'... п' параллельно ОО.
Если на начальной прямой от полюса зацепления Р отложить
отрезки Р-1р 11-21 ..., равные дугам Р-1, 1-2 ..., и из точек 1,
2, 3... провести прямые, параллельные соответственно норма-
лям Р1г Р2( до пересечения с горизонтальными прямыми, то
получим точки профиля фрезы. Соединив их плавной кривой,
имеем искомый профиль инструмента.
Примечания: 1. Дуги Р-1,1-2,2-3, 3-4 ... необходимо по вели-
чине выбирать не более 0,1 радиуса окружности выступов К, так как
в этом случае погрешность замены их хордами составляет 0,02%, что
не имеет практического значения, и ею можно пренебречь.

2. Форма линии зацепления от типа инструмента не зависит, а
определяется только формой изделия (валика).

7.3.2. Аналитический расчет профиля фрезы
[7, 9, 2, 4]

Эту задачу можно решить двумя путями:

1) использовать уравнение линии зацепления;

2) "найти уравнение профиля инструмента как огибающей
последовательных положений изделия в процессе обкатки.

7.3.2.1. Определение профиля фрезы при помощи
линии зацепления

Уравнение линии зацепления. Найдем уравнение про-
филя фрезы для обработки изделия произвольной формы с
прямолинейным профилем. Из множества фасонных валиков
с прямолинейным профилем выберем квадратный вал с фас-
ками, геометрические параметры которого позволяют взять
такую форму за прототип и другие формы валиков образовать
из этой.

В общем случае валик прямолинейного профиля характери-
зуется наружным радиусом Кс и двумя углами профиля: у и 0.
Здесь у — центральный угол половины дуги по наружной ок-
ружности, характеризующий ширину зуба на этой окружности,
0 — угол между линией профиля изделия и осью симметрии
обрабатываемого изделия (рис. 7.5).
Рис. 7.5. К определению уравнения линии зацепления

В системе координат, связанных с центром валика, поло-
жение профиля АВ характеризуется углами 0 и <р.

Точка Е, принадлежащая линии зацепления, является пе-
ресечением линии профиля АВ и нормами РЕ, проведенной из
полюса зацепления Р на профиль АВ. Найдем уравнение линии
АВ и РЕ как прямых с угловым коэффициентом.

Уравнение линии профиля АВ:

где ОХ — отрезок, отсекаемый профилем от оси ОУ.

Определим ОХ. Угол ОАЕ = р + у как внешний угол в
треугольнике ОСА.

Из треугольника ОХЕ'.

сок 0

Но ОЕ = АО 81п (р + у) — из треугольника ОАЕ.
Тогда

01^ = Л08т(Р + у) = 7?ДР + у)

С08 0 С08 0
После подстановки (7.3) в (7.2) получим

Г=,80Х+

соз 0

Уравнение прямой РЕ, нормальной АВ\

У=--Х+&.; К Ъ=К„.

Тогда

У = —— X + 2? .

Гё© н

Решим совместно уравнения (7.4) и (7.5):

(7.4)

(7.5)

у=Еёех+дг--Ф±У)

СО80

У =——+кн,
1§0Х н

СО80 1§0Х Н

У = 1§0Х + Ке -51-^ + У)
СО8 0

У =-----— + /?„

1§0Х н

1ё0Х++Я =---к_ +/?

е СО8 0 (§0Х н

+ 1 х = к _ к яп(р + у)

(§0 н е СО8 0

х = [/?н СО8 0 - 7?е 81П(Р + у)] 1§0
(с§20 + 1)сО8 0
_ Кн соз 0 - Ке зт(р + у) зт 0 соз2 0 _
соз 0 соз 0

= [7?ясоз0 -2?езт(р + у)]зтО. (7.6)

Полученное выражение (7.6) подставим в (7.4):

' СО80

раскроем скобки:

_ соз 0 зт 0 зт 0 Ке зтф + у) зт2 0 зт(р + у)
у-----------—-------------------------р Ле ------- _

соз 0 соз 0 соз 0

СО3 0

= 7?язт2О + 7?езт(Р + у)соз0. (7.7)

В итоге координаты точек линии зацепления:

У = Нн зт2 0 + Ке зт(Р + у)соз0. (^.8)

Из уравнения (7.8) видно, что координаты точек линии за-
цепления пропорциональны радиусу начальной окружности и
угловым параметрами р, у и О. Форма линии зацепления сильно
зависит от угла у. В табл. 7.1 приведены исходные данные и
аналитические зависимости для определения радиуса начальной
окружности и координат точек линии зацепления для некоторых
типов фасонных валиков с использованием уравнений (7.8) и
значений углов р и у [4].
333

Исходные данные для определения и координат точек линии зацепления

Таблица 7.]

Форма изделия р° 7° Формулы расчета Кн Уравнения координат точек линии зацепления
а Р = 0 ь 8ШУ = 2«и Кн = Кву]1 - 0,75 8т2 у |X = [7?„ СО8 0 - 81П(у - Р)] 81П 0 [у = Кн 8Ш2 0+ Ке 81П(у - 0)СО8 0
б Р = 7 ь 81П У = = К Н е !Х = 51П0СО8 0 [Г = Кн 81П 0
в У | гч 1 II 7 = 0 Нн = Кеу]1- 0,758т2 у / \ I X = СО8 0 - Не 81П - 8111 0 У = Кн 81П2 0 + К. 81ПI — |СО8 0 I2;
334

Окончание табл. 7.)

Форма изделия р° 7° Формулы расчета /? Уравнения координат точек линии зацепления
г Р = 45° 1 81Пу = 2Яе Кн = йе71-0,75 8т2(у + 45°) |Х = [/гнсо8 0-Я(,8т(у-р)]81П0 У = Нн 81П2 0 + 81П (у - Р) соз 0
д V п ) у = 0 281П ’ п К= Я Н е X = [/?н СО80-Ве 81П (-Р)]8Ш 0 У = Нн 81П2 0 + Ке 8Ш (-р) соз 0
е Участок 1-2 - 0,75мп2 у X = Вц сов 0 зт 0 У = Кн 811Г 0 X = [/?„ со8 0- В, зта]81п0 У = Пн 81П2 0 + Ке зт асо80
Р =У = 0 7 = 0
Участок 2-3
(о = —а у = 0
Уравнение профиля фрезы. Для прямобочного шлицевого
вала построим положение профиля АВ, характеризуемое углами
у и <р (рис. 7.6). В точке С, принадлежащей линии зацепления,
происходит сопряжение (касание) профилей изделия и ин-
струмента. Так как в процессе обкатки каждая точка боковой
стороны фрезы перемещается параллельно начальной прямой,

В положении, соответствующем углу ф0, точка фрезы Сф
имеет координату X . При повороте валика на угол (ф — ф0)
точка Сф переместится вправо до точки С, лежащей на линии
зацепления. Как видно из схемы на рис. 7.6,

СС = X. - X.

ф ф

С другой стороны, этому линейному перемещению точки
фрезы соответствует угловое перемещение 7?н(ф - ф0) точки на
валике С.:

СфС = Хф~Х = Л„(Ф - Фо) ИЛИ Хф = Х + ^„(ф - Фо)-
Рис. 7.7. Влияние радиуса начальной окружности
на продолжительность зацепления

Если принять начальное положение профиля валика при <р0=
= 0, то угол <р будет параметром качения.

Тогда уравнения для определения координат точек профиля
фрезы примут вид

X. = X + К <р; У. = У . (7.9)

ф кр н? ’ ф лз 4 '

Подставив в (7.9) координаты точек линии зацепления из
(7.8), получим

Хф = ® _ 5*п (₽ + У)1 5'п ®

Уф = Т?Н81П2 0 - Не зт (Р - у)] соз 0. (7.10)

Из рис. 7.7 следует, что параметр качения

<р = ЛАОИ + Х(ЮА = (Р + у)+ О,

как внешний угол треугольника (ЮС.

Откуда

ХФ={^н со8[ф-(Р + у)]-Л?8т(Р + у)}8т[ф-(Р + у)] + Л?ф,
Уф = Кн 8Ш2 [ф - (Р + у)] + Ке 8Ш(Р + У) С08 [ф - (р + у)].

(7.12)

По уравнению (7.12) могут быть рассчитаны координаты
точек профиля фрез для обработки любых фасонных валиков
с прямолинейным профилем, отрабатываемых методом об-
катки. При этом следует иметь в виду, что угол р равен нулю,
если обрабатывается фрезой шлицевый вал с параллельными
шлицами; если зуб к основанию сужается, то р > 0, и если
расширяется, то угол р имеет отрицательное значение. С учетом
этого и данных табл. 7.1 уравнения (7.12) для конкретного типа
валика примут следующий вид:

1) шлицевый вал с прямобочными шлицами (см. табл. 7.1, а):

Р = 0°; зш у = Ы2Нн, Пн = 7?еЛ/1-0,75 з1п2 у .

Подставив р = 0° в уравнение (7.12), получим

Хф = {КН СО8(Ф - у) - пе 8Ш(Р + у)}81П(ф - у) + Т^ф,

Уф = Пн 8т2(ф-у) + 7?е8ш(р + у)со8(ф-у); (7.13, а)

2) шлицевый вал с радиальными шлицами (см. табл. 7.1, б):

Р = у; зшу = ; К= К.

2Ке н

При р = у из (7.12) имеем

Хф = Кн СОЗф — Ке СОЗфЗШф + 7?еф,
уф = Яй 5Ш2 ф;

(7.13, б)

3) вал с треугольными шлицами (см. табл. 7.1, в):

I р

Р = - е/2; Кн = Ке = Л1 - 0,75 зш - ; ш = 0,
так как длина дуги равна 0:

ХФ =

Г 8 । 6 Г 8 ।

Кн соз Ф + - -Ке зт- яп ф + - +Яяф,

V П ’ 21 2 ] п . 8 I $ I

Хф =/?я8т I ф + - - Ке 81П-СО8 ф + - ;

(7.13, в)

4) квадратный вал с фаской (см. табл. 7.1, г):

Р = -45°, зт ш = //2Я, Кн = Ке = 71-°>7551п2(7 + 45°) >

Хф = соз(ф + 45° - у) - Ке зт(у - 45°)]зт(ф + 45° - у) + Янф,
Уф = Кн зт2 (ф + 45° - у) + Ке зт(у - 45°)соз(ф + 45° - у);

(7.13, г)

5) многогранный вал (см. табл. 7.1, д):

где п — число граней; у = 0, так как нет дуги,

Р Ь 1 А -7^ 2 180°

’ 08

2зт------

ХФ =

( 180° А / 120°

Яясоз ф + 90°-— -Ке зт 90°- —
I п / I п

( 180° А

х зт ф + 90°------— +ЛНФ,

I п

(7.13, д)

Уф = Кн 81П2

ф + 90’-^изтГ90°-^

Г аао 180°

X СО8 (р + 90°--------

I п
6) вал типа храпового колеса (см. табл. 7.1, е). Для таких про-
филей необходимо линию зацепления строить для каждого
участка в отдельности и находить отдельно профили фрезы
для участков 1-2 и 2-3.

Участок 1-2:

у = 0°; р = 0°; Я = Я ,

Хф = Яд СО8ф - Ке СОБфМПф + Ядф,
= Яд 8ш2 ф.

Участок 2-3:

(7.13, е)

у = 0°; р = - у; Ян = ЯеЛ/1~8т2у ,

Хф = [Ян соз(ф + а) - Яе 81п а] 8т(ф + а) + Яяф,
Уф = Кн кт2(ф + а) + Яе 8Ш асох(ф + а).

Чтобы найти координаты точек фрезы по уравнениям
(7.13, а)-(7.13, ж), величину угла ф надо выбрать так, чтобы
величина Уф при этом находилась в пределах [Я. — (2...3)] ...
[Ке + (2...3)]мм.

Радиус начальной окружности и его влияние на продолжи-
тельность зацепления [2, 7, 8]. Радиус начальной окружности
является одним из основных параметров при расчете инстру-
мента, работающего методом обкатки. От его выбора зависит
правильность нарезаемого профиля изделия, продолжитель-
ность зацепления, шероховатость обработанной поверхности,
а также конструктивные размеры инструмента.

Радиус начальной окружности не может выбираться произ-
вольно. Если начальная окружность меньше теоретической, то
наружная окружность валика находится вне линии зацепления,
и, следовательно, точки профиля изделия, расположенные вне
линии зацепления, будут обработаны неправильно, из-за чего
вершины шлицев окажутся срезанными. Однако с возрастанием
радиуса начальной окружности уменьшается прямолинейный
(активный) участок профиля изделия в связи с увеличением
переходной кривой у основания шлица. Поэтому желательно Кн
принять возможно меньшим, насколько это допустимо в отно-
шении полной обработки профиля от основания до вершины.

Продолжительность зацепления в процессе обработки из-
делий методом обкатки играет существенную роль. С увеличе-
нием продолжительности зацепления повышается плавность и
непрерывность зацепления, улучшается точность и снижается
шероховатость поверхности обработки, так как увеличивается
количество срезов, приходящихся на каждую боковую сторону
шлица. Поэтому с этой точки зрения оптимальным значением
Кн следует считать такое, которое обеспечивает наибольшую
продолжительность зацепления. С уменьшением Кн продол-
жительность зацепления увеличивается. Докажем, что это
действительно так.

Рассмотрим два предельных положения изделия А1В1 и А2В2:
начальное и конечное, определяемые соответственно углами
и ц, относительно оси ОХ (см. рис. 7.7). Продолжительность
зацепления характеризуется углом поворота профиля <р при
переходе из начального положения зацепления (В,) в конечное
И2):

Ф = Р, - Р2-

Возьмем промежуточное положение профиля АВ шли-
цевого вала с параллельными шлицами на участке линии
зацепления В}А2 (см. рис. 7.7). Для точки С линии зацепления
радиус-вектор р определяется так:

п2 — V I у
Н С192 С192‘

Подставим в это выражение значения Хс и Ус (из уравнения
7.8), учитывая, что для этого типа валика р = 0°, В 8т у = /г,
получим

(7.14)
Тогда

Отсюда

К н

/о2 - й2

V Я н

но 0 = ц -у (см. рис. 7.7), откуда ц = 0 + у.

Тогда

ц = агсзт ——~~ + у. (7.17)

V к'н

Полученное значение ц применим для начального (А^В^) и
конечного (А2В2) профиля изделия:

для начального положения р = г (точка В^

1г2 - И2

и ц, = агсзт , ---:---1- у;

“1 X п2 ‘ ’

V кн

для конечного положения р = В (точка В,)

. В2-Л2

и ц = агсзт л—— + у.

г*2 \1 п2 •

У КН

Тогда продолжительность зацепления в угловом измерении

. В2-}}2 <Р - Ц2 Ц, - ЭГС81П V кн 1г2 - (г2 агсзт -—— . (7.18)
Определим влияние Кн на продолжительность зацепления,
для этого определим максимум функции <р. Возьмем

гЛр _ 1 1 1

аКн Кн I ,

^г2-Л2 \Я2-/г2

Так как К г, то левое выражение в скобках всегда меньше,
чем правое, значит, всегда отрицательно, т. е. имеем
максимум функции, с уменьшением Кн продолжительность
зацепления (величина <р) увеличивается.

Чтобы получить наибольшую продолжительность зацеп-
ления, необходимо иметь минимальное значение радиуса на-
чальной окружности, т. е. в зависимости от максимума линии
зацепления найти ЯНт!п-

Определим максимум линии зацепления. Для этого из
уравнения (7.14) определим первую производную У =/(©) и
значение угла 0 для точки Л2, где У^ = Утах (см. рис. 7.7,

7.8):

У, = 7?„8Ш20 + ЙСО80,
п

соз О =

/г

2*?

Подставим соз 0 в выражение для У :

/г2
47?„

Абсцисса , соответствующая ординате УА (см. уравне-

ние 7.14):
У =Гпн--ь\ /1--^- = -- /1--^-.

4 2КН 4К2 2\ 4К2н

Так как максимум линии зацепления лежит на наружной
окружности валика (см. рис. 7.7), то

Х2+У^К2. (7.19)

Подставим в (7.19) значения X, и У,:
4г л2

Л2 < й2Н. — = 1 т + 2 4 4к2н ; Л2 Л* +К2+^ 1 1Х.1Т 1 4 167?н н 2 К2 = К2 п е пн = ^-0,75/г2 = /г2 У *н+^-Т 4^; ч/г2 /г4 п 2 ~ + = К2 Кн 16КН - 3/4/г2, (7.20) /гсЛ/1-0>758т2у . (7.21)
Полученная формула (7.21) действительна для любого
шлицевого валика с прямолинейным профилем. Приняв во
внимание значения углов у для некоторых распространенных на
практике типов изделий, из (7.21), можно найти зависимости
для расчета радиусов начальных окружностей (см. табл. 7.1).

Активный участок профиля фрезы [7, 9, 2]. Каждая точка
зуба фрезы обрабатывает вполне определенную точку профиля
валика. Если известны профиль фрезы и линия зацепления,
то эти точки определяются следующим образом. Через точ-
ку А (см. рис. 7.8) профиля фрезы проведем траекторию ее
условного движения при обработке — линию, параллельную
начальной прямой ОО, которая пересекает линию зацепления
в точке В. Эта точка линии зацепления принадлежит и точке
профиля детали. Для ее нахождения радиусом ОВ проведем
окружность до пересечения с профилем детали в точке С, так
как каждая точка профиля изделия при обкатке перемещается
по окружности.

Точки А, В и С называются сопряженными.

Активный (или рабочий) участок профиля фрезы опреде-
ляется с помощью линии зацепления. Так как предельными
точками профиля изделия являются точки А и В, то А0В0 — ра-
бочий участок линии зацепления, а АиВи — соответствующий
ему профиль фрезы (рис. 7.9). При таком положении профиль
детали будет обработан полностью на участке АВ, но произой-
дет врезание фрезы во впадину у основания шлица. Чтобы
этого не произошло, нужно, чтобы минимальная'ордината
профиля фрезы Кс = у. В этом случае рабочий участок линии

зацепления — СдА0, и рабочим участком фрезы АС будет
обработан профиль валика АС. Участок профиля СВ обкатыва-
нию не поддается. Здесь профиль получается в виде переходной
кривой от прямолинейного участка к окружности впадин (уд-
линенная эвольвента).

На практике требуется, чтобы сторона шлица была прямо-
линейной на всем протяжении. Для этого фреза снабжается
усиками высотой а (см. рис. 7.9), которые вырезают углуб-
ления у основания шлицев за внутренней окружностью. Эти
, Рис. 7.9. Активный участок профиля фрезы

углубления облегчают также шлифование шлицевого вала по
внутреннему диаметру и боковым сторонам.

Определение высоты усика фрезы. Определим высоту
усика из условия обеспечения полной обкатки профиля от
вершины до основания шлица (рис. 7.10):

а = г - \ . (7.22)

Значение Ув определим из уравнения линии зацепления
(см. зависимость 7.14):

Ув = Кн ат2 0Й + /гсо8 0Ви. (7.23)

р1 -й2

Согласно формуле (7.15), зш2 &в = ——-г— , или для точ-
кн

ки ви.

. 2 п г2 — к2

81п 0Ва =
Рис. 7.10. Схема к определению высоты усика фрезы

Подставим в (7.22) значение кт2 0_2 и сразу найдем а:

'-и

у 'У

а = г-Кн -(г2 -й2),

(7.24)

Из формулы можно установить наличие или отсутствие
подрезания зубом фрезы основания шлица. Если Кн = г, то
а = 0. Это означает, что в этом случае профиль изделия может
быть полностью обкатан.

Положение предельной точки С профиля детали на прямо-
линейном участке определяется радиусом Пс:

К2 = х2 + у2, Ус = г,

»2 _ ^2

хг = соз 0 г - Л) зт 0 зт2 &с - — .

С 4 Н С ' С7 и- г>2
7.3.2.2. Определение кривой профиля фрезы
как огибающей последовательных положений
профиля [4, 8, 2]

Профиль фрезы представляет огибающую семейства профи-
ля изделия при качении без скольжения его начальной окруж-
ности по начальной прямой фрезы, поэтому задача сводится к
определению уравнения семейства профиля изделия (валика)
и уравнения их огибающей.

Ось ОХ расположим по начальной прямой (рис. 7.11), нача-
ло координат в начальный момент совпадает с полюсом зацеп-
ления, а на оси ОУ лежит центр начальной окружности.

Рис. 7.11. Аналитическое определение профиля фрезы
как огибающей профиля изделия

Профиль зуба фрезы определяется в неподвижной систе-
ме координат ХОУ. В подвижной системе К определяется
профиль валика. При перекатывании начальной окружности по
начальной прямой без скольжения на угол <р линия профиля ОВ
займет положение О^В. (уже в системе координат ХуО У^.
Уравнение линии О}В, в системе Х1О}У1 как проходящей
через начало координат:

У^сГ^Х, или X, = Уг (7.25)

Формулы перехода от подвижной системы координат
(Х^Ур к неподвижной (ХОУ):

X' = (X - Хр) сок <р — (У — Уо) кт ф,

= (X - Хо) зт ср - (У - Уд) соз ф, (7.26)

где Хо, Уо — координаты начала О} в неподвижной системе ХОУ;
X, У] — координаты точки профиля в подвижной системе; X,
У — координаты точки профиля в неподвижной системе.

При повороте детали начало координат подвижной сис-
темы перемещается по циклоиде (см. рис. 7.11), уравнение
которой:

Хо = ОР - 1\ГР = ф - Кн 8Ш ф = Кн (ф - 81П ф),

Уо = АР - АМ = Кн -Кн соз ф = Кн (1 - сов ф). (7.27)

Подставим в уравнение (7.25) значения Хг Ур Хо и Уо из
(7.26) и (7.27):

(X - Хд) соз ф - (У - Уо) зт ф =
= у [(X - Хо) 81п ф + (У - Уо) соз ф],

X соз Ф - Хо соз ф - У 81п ф + Уд зт ф =
= у (X зт ф - Хо зт ф + У соз Ф - Уо соз ф),

X соз ф - Кн соз ф + Кн 81п ф соз ф - У зт ф + 81П ф -

- Кн зт ф соз ф = X у зт ф - Кн ф зш ф ф +

+ 7?нзт2 ф у +У соз ф у - 7?нсоз ф у + 7?нсоз2 ф у,
-У(С08 ф У + 81П (р) = Х(1§ у 81П ф - С08 ф) +

+ Кн (ф С08 ф - 8Ш ф - ф 8Ш ф Щ у) + 8Ш2 ф у -
- СОЗ ф у + С082 ф у,

8Ш(ф + у) _ СО8(ф + у)

---Л----------+ кн

СОЗ у СОЗ у

ф соз(ф + у) _ зт(ф + у)
соз у соз у

Переменим знаки, приведем к общему знаменателю и
разделим на зт (ф + ф),
тогда

У = Хс1§(ф + у) + Яя

1-фСГ§(ф + у)----—

С08(ф + у)

(7.28)

уравнение семейства профилей детали (валика).

Для определения огибающей этого семейства надо взять
частную производную уравнения (7.28) по параметру ф и при-
равнять ее к 0:

Э(Х;У;ф)/Эф = 0,

Э(Х;У;ф) X

Эф зи12(ф + у)

+кн

С1§(ф + у) - -----

81П (ф + у)

---5-------

зт (ф + у)

Ф
зт2(ф + у)

+ зту

соз(ф + у)
зт2 (ф + у)

соз(ф + у)

+сг§(ф + у) - зт у —-~

81П (ф + У)

= 0;

= 0 ,

X = [ф + сф (ф + у) зт2 (ф + у) - зт у соз (ф + у)] =

= Кн [ф + соз (ф + у) 81п (ф + у) - зт у соз (ф + у)] =

= 7?н{ф + соз (ф + у) [зт (ф + у) - зт у]}. (7.29)

Подставив выражение (7.29) в уравнение семейства (7.28),
найдем

У = Ля[зт (ф + у) - зт у] зт (ф + у). (7.30)
Итак, система уравнений профиля червячной фрезы как
огибающей семейства профилей изделия имеет вид

X = Кн {ф + соз(ф + у) [зт(ф + у) - зт у]},
У = Нн [зт(ф + у) - зт у] зт(ф + у).

(7.31)

Примечания: 1. В формулах (7.31) при расчете профиля фрезы
углы брать в радианах.

2. Расчет необходимо производить с точностью до шестого знака,
тригонометрические функции вычислять с точностью до угловых
секунд.

Полученные уравнения (7.31) в параметрической форме
дают координаты точек огибающей семейства, т. е. координаты
профиля фрезы. Давая различные значения углам ф, получим
несколько точек искомой кривой, по которым строится профиль
инструмента.

После определения профиля фрезы для упрощения техно-
логии изготовления фрез производят замену теоретического
профиля дугами одной или двух окружностей, находя центр
заменяющей окружности и ее радиус. При этом учитывается,
что сумма положительных и отрицательных отклонений не
должна превышать 2/3 допуска 8 на прямолинейность профиля
валика: + Д7?1 < 2/38 (рис. 7.12).

Рис. 7.12. Замена теоретического профиля дугой окружности
7.3.3. Размеры профиля зубьев в нормальном
сечении [2, 9]

Размеры профиля зубьев фрезы в нормальном сечении вит-
ка равны размерам профиля рейки, сопряженной с профилем
обрабатываемой детали.

Толщина зуба по начальной прямой равна ширине про-
филя впадины 8вп и равна разности шага I и ширины шлица 5,
измеренных по начальной окружности (рис. 7.13). Шаг зубьев
фрезы г равен шагу шлицев:

Г = г = —,
“ 1 п

лЕ)

где п —'число шлицев; 5и = Г, - 5 = —— - 2у7?д, 2у — цент-

ральный угол ширины профиля по начальной окружности.

Рис. 7.13. Размеры профиля фрезы в нормальном сечении

Наружная поверхность зубьев фрезы нормальной конструк-
ции ограничивается прямой, касательной к окружности впадин
валика, параллельной начальной прямой, поэтому высота го-
ловки зуба фрезы й/ = Кн - г; а высота ножки ” = Ке - Кн.
Размер а = 1,5-2 мм (см. рис. 7.13) выполняется для облегче-
ния шлифования профиля.

В соответствии с формой вершины профиля детали у
основания зуба фрезы выполняется фаска или закругление
(рис. 7.14), обычно г = гд.

Угол фаски выбирается в следующих пределах:

= 35° при п = 4...6; рф = 45° при п = 10... 14; р^ =
= 45...50° при п = 16...20.

Высота фаски /г^ = 1...2 мм. Ширина канавки Ь по дну
впадины:

Ь = Г - 5 - (2-4) мм; Ь = 5 - (2-4) мм.

Полная высота зуба

Л = /г' + Л ” + Л, + а.
и и и ф

7.4. Червячные фрезы для зубчатых колес
с зацеплением Новикова [10, 11, 12]

Разработанная М.Л. Новиковым система зубчатых передач
с точечным контактом, обеспечивающая увеличение несущей
способности передачи, отличается от обычных тем, что зубья
колес в торцевом сечении очерчены дугами окружностей.
С целью простоты изготовления инструмента за исходный
контур принимается нормальное сечение, так как зубья у этих
колес винтовые, при этом профиль зубьев колес очерчивается
дугами эллипса (рис. 7.15). Новиков предложил для упрощения
изготовления дуги эллипса заменить дугами окружностей, ис-
ходя из того, что получающиеся искажения в торцевом сечении
незначительны и быстро устраняются в процессе приработки.

Рис. 7.15. Формы зубьев колес с зацеплением М.Л. Новикова

Для обработки зубьев применяются инструменты, работа-
ющие по методу копирования — дисковые фрезы, зуборезные
головки, пальцевые фрезы, и по методу огибания — червяч-
ные фрезы и долбяки. Наибольшее распространение получили
червячные фрезы.

7.4.1. Аналитическое определение профиля
режущей кромки червячной фрезы [1, 2, 6, 5]

Для определения профиля режущей кромки зубьев червяч-
ных фрез исходными являются размеры зуба в нормальном
сечении колеса.

В настоящее время колеса с зацеплением Новикова приме-
няются выпуклыми (см. рис. 7.15, а), вогнутыми (рис. 7.15, б)
или комбинированными (ножка зуба вогнутая, головка выпук-
лая), рис. 7.15, в [10, И].
Профиль зубьев червячной фрезы (инструментальной
рейки) в нормальном сечении определяем путем нахождения
огибающей профиля зубьев колеса при качении без скольжения
его центроиды по центроиде рейки. Центроидой рейки явля-
ется начальная прямая, центроидой колеса при обкатке в его
нормальном сечении — эллипс (рис. 7.16).

ЭЛЛИПС

окружность

Рис. 7.16. Схема обработки колеса червячной фрезой

Для упрощения расчетов начальный эллипс можно заме-
нить условной начальной окружностью с радиусом, равным
радиусу кривизны эллипса в полюсе зацепления, определяе-
мому по формуле

7?„ = К' /сок2 В,
п п '

(7.32)

где К'н — радиус начальной окружности в торцовом сечении;
р — угол наклона зубьев.

Профиль фрезы для колес с выпуклым профилем зуба.
Профиль зубьев фрезы определим в неподвижной прямо-
угольной системе координат ХОУ, ось ОХ которой совпадает с
начальной прямой (рис. 7.17). Начало координат лежит на оси
симметрии зуба колеса, ось ОУ направлена к центру колеса.
Профиль зуба колеса задаем в подвижной системе координат
Х'О^, связанной с колесом. Начало координат совпадает с
центром колеса, ось О,У< — с осью симметрии зуба.

Рис. 7.17. Исходная система координат

Возьмем на зубе точку А. Ее положение определяется
углом со между радиусом-вектором г и осью О] Ух: \р — угол
между осью симметрии зуба и радиусом 0'0,, проведенным в
центре дугового профиля; — радиус условной окружности,
проходящей через центр дугового профиля зуба в нормальном
сечении,

К = К' сок В,
и и

где /?' — радиус центровой окружности в торцовом сечении.

Определим координаты профиля зуба колеса в системе
координат Х^У^ связанной с колесом (см. рис. 7.17):

X, = О'В - ОО = г сок со - К кт

1 « т»

У] = АВ - ОС = г кт со - 7?и сок \р. (7.33)

Повернем колесо на угол ср. Подвижная система координат
Х}О}У} переместится относительно ХОУ: по оси ОХ — на вели-
чину 7?нср, а по оси ОУ — на Кн (рис. 7.18).
Рис. 7.18. Схема к определению уравнения семейства профиля колес
с выпуклым зубом

Координаты точки А в неподвижной системе координат
ХОУ (с учетом поворота осей и переносом начала координат)
равны

X = X, созф - Ц зт <р + 7?д<р,
У = -(%! 8Ш ф + У, СО8ф) + Кн.

(7.34)

Подставим в (7.34) значения Х} и У} из уравнений (7.33):

X = (гсо8(о-Т?ч 8Шф)со8ф-(г8тсо-Яч созф^тф + Я^ф,

У = -^(гСОЗСО- 8Шф)8Шф + (г8тО)- Кц СО8ф)сО8ф^| + Кн.

(7.35)

Проведем преобразования:

X = г соз со соз ф - 7?ч зт ф соз ф - г зт со зт ф - 7?ч соз ф зт ф + Кн ф,
У = —гсо8С081Пф — Кц зтф8тф + гзтсосозф-7?ч созфсо8ф + Т?н.
После преобразований получим в итоге уравнение семейства
кривых профиля колеса с выпуклым профилем:

X = ГСОз(сО + ср) - Ки зт(ф + ф) + Кн(р,
У = -гзт((о + ф)-Т?,(со8(ф + ф)-1-Я//.

(7.36)

Так как семейство кривых (7.34) задано параметрическими
уравнениями X = Део, ф) и У ф), зависящими от двух
переменных со и ф (ф — выделяет из семейства определенную
кривую, а со — точку на ней), то огибающая находится совмес-
тным решением уравнений (7.36) и определителя:

ЭХ дУ

Эсо Эсо

ЭХ дУ

Эф Эф

(7.37)

Раскроем определитель (7.37):

ЭХ ЭУ ЭХ ЭУ
Эсо Эф Эф Эсо

Из уравнений (7.36) получим

ЭХ . . . ЭУ , ,

— = -Г81п(СО + ф), — = -ГСОЗ(СО + ф),

Эсо Эсо

— = -Г8ш(сО + ф)-|-ЯчС08(\|/ + ф)-|-7гн,
Эф

— = -Г СОЗ (со + ф) + Л,( 81П (ф + ф) .

Эф

Подставим значения частных производных в определитель
(7.37):

- г 81п (со + ф)[-г соз (со + ф) + зт (ф + ф)] +
+ г соз (со + ф) х [-Г 81п(со + ф) - Кц соз (ф + ф) + 7?ч] = О,
Г 81П (со + ср) СОЗ (со + Ср) - 7?( 8Ш (\р + ср) 81П (СО + Ср) -

- Г2 81П (со + ср)х СО8 (\р + Ср) - 7?ч соз (со + ср) соз (\р + ср) +
+ соз (со + ср) = О,

Кн соз (со + ср) - 7?я соз (\р + ср) = О,

или

— соз(со + <р) - соз(со - ср) = О.

Обозначим — = К, тогда

соз (со + ср) = — соз(со - ср), (7.38)

откуда

ср = агссоз — соз(со-у) -со. (7.39)

Как видно из формулы (7.39), угол поворота детали ср от
начального положения до обработки точки профиля зависит
от положения точки на профиле со, начальной окружности
радиусом Кн относительно окружности, проходящей через
центр дуги профиля 7?и, определенного величиной К, центра
дуги профиля относительно оси симметрии ср.

Формулы (7.36) и (7.38) являются расчетными для
определения координат точек профиля червячной фрезы в
нормальном сечении. Для их вычисления задается значение
со и по формуле (7.38) определяются значения <р. Подставляя
со и ср в формулы (7.36), находят координаты профиля зуба
фрезы.

Если при проектировании червячной фрезы начальная
окружность радиусом Кн совпадает с окружностью, проходя-
щей через центр дуги профиля, т.е. уравнение (7.28)
принимает вид

соз (со + <р) = соз (со - \р); со + ср = со - \|/; со = —

Расчетные формулы для определения профиля зубьев
фрезы при этом упрощаются. Подставим со = — \р в уравнения
(7.36) и получим уравнения окружности в параметрической
форме:

У = -Г81п(со-Ч/).

В уравнении (7.40) переменным параметром является
угол со) Таким образом, при Ен=Ки получаем частный случай
огибания — копирование дугового профиля изделия в момент
совпадения его центра с полюсом зацепления (со = —у).

Предельные значения угла со для выпуклого профиля,
соответствующие крайним предельным точкам М и Е ра-
бочего участка профиля (см. рис. 7.17), определяются по
формулам

= V.

сог = 2а? + V,
где а? — угол давления.

Профиль фрезы для колес с вогнутым профилем зуба.
Системы координат и обозначения примем такими же, что и
для колес с выпуклым зубом.

Определим координаты профиля зуба в начальном поло-
жении (рис. 7.19, а) в подвижной системе связанной
с колесом.
У

Рис. 7.19. Системы координат для определения профиля колеса
с вогнутым зубом

Для точки А имеем

= О'В-О'М = гсозсо-Т^зту,
У, = СВ - АВ = Ки соз у - гзтсо.

(7.41)

Повернем колесо на угол <р (рис. 7.19, б), тогда в системе
координат ХОУ координаты точки А равны

X = Х^озф - У]8Шф + Лнф,

У = -(Хзтф + ^созф) + Кн. , (7.42)

Решив совместно (7.41) и (7.42), получим уравнение се-
мейства кривых вогнутого профиля колеса:

X = (г СОЗ СО - Кн 8Шф)сО8ф-(/?ч созф - гзтсо) зшф + 7?йф,
У = — (гСОЗСО — Кн 8т\у)8Шф-(/?и СО8ф - Г8ШСо)с08ф + Пн.

X = Г СОЗ СОСОЗ ф - Яи 8Ш у СОЗ ф - Вн СО8 ф 8Ш ф + Г 81П СО 8Ш ф + Пн ф,
У = гсозсозтф + зтфзтф- сову созф + гзтсосозф + Кн.

X = гсо8(со-ф)-/гч8т(ф + ф) + Т?нф,
У = г 8т (со- ф) - /?н соз(ф + ф) + Кн.

(7.43)
Огибающая этого семейства определяется уравнениями
(7.43) и (7.37):

ЭХ ЭХ ,

— = -гкт(со - ср); — = гсок(со - ср),
Эсо Эсо

ЭХ

— = гкш(со - ср) - 7? (сок (ср + ср) + 7?н,

ЭУ

— = - гсок(со - ср) + К кт(\р + ср),
Эср “

ЭХЭУ дХдУ . . хГ , \ п • / я

= - Г81П((О - ср) -г сок (со-ср) + Ккш (ср + ср) -

Эсо Эсо Эср Эср с

- [г КПЗ (СО - Ср) - Кц СОК (V + ср) + Кн ] - сок (со - ср),

г2кт(со - ср)сок(со - ср) - 7?чгкт(со - ср)кт(\р + ср) -

- А^кпДсо - ср)сок(со - ср) + 2?йгсок(ср + ср)сок(со - ср) -

- Кнг сок (со - ср) = О,

7?цгсок(ср + ср) - 7?нгсок(со - ср) = О.

Обозначим, как и выше, = К, тогда

Хсок(со - ср) - сок (ср + ср) = О, (7.44)

сок (со - ср) = сок (ср + ср),

ср = со - агссок

' 1 / С
— сок (ср + ср) .
к

(7.45)

Для частного случая Кн = К^, тогда с учетом (7.44) уравне-
ния профиля фрезы (7.43) получат вид
X = Г СОЗ(СО + V) - Д<ф,
У = Г81П(С0 + у).

(7.46)

Предельные значения угла со (см. рис. 7.19, а): соЕ = -у,
со = 2а - у.
г я т

7.4.2. Радиус начальной окружности

Положение начальной окружности детали при обработке ее
методом обкатки может быть выбрано произвольно в некото-
рых пределах, определяемых условиями обработки по методу
огибания.

Для определения пределов возможных положений началь-
ной окружности исследуем полученные зависимости (7.39) и
(7.45) для определения параметра со.

Колеса с выпуклым профилем:

ср = агссоз соз (со-у) - со

(7.47)

Так как соз (со - ср) всегда меньше или равен 1, то для
существования зависимости (7.45) должно удовлетворяться
следующее условие:

— соз (со-у) < 1

или

——-соз(со-у) <1 . '(7.48)
Кн/Кц

НоЛн всегда больше нуля, определен размерами колеса и
не может быть равен оо ; в результате К = Кн / Ки всегда больше
нуля. Поэтому неравенство (7.45) может быть записано так:

соз (со - у) < К.

(7.49)

На выпуклом профиле зуба всегда есть точка В (рис. 7.20),
лежащая на пересечении профиля фрезы и радиуса профиля,
перпендикулярного линии О.О'. Эта точка, как было показано
выше, является одной из предельных на профиле и опреде-
ляется углом со = у. Для этой точки соз (со — у) = 1 и, сле-
довательно, для возможности ее обработки К 1, а Кн > Кц,
поэтому не может быть меньше Кц. Условие К > сок (го — \р)
удовлетворяет условиям обработки и других точек с углом
го > у, так как с увеличением ю значение сок (го — \р) умень-
шается и неравенство тем более удовлетворяется.

Если Кн < Кц, то профиль колеса методом огибания обра-
батывается не полностью, а частично, в зависимости от угла го,
и обработанная часть профиля будет тем меньше, чем меньше
отношение К = Кн I 7?ц. На рис. 7.20 размер и есть высота об-
рабатываемого профиля зуба, равная

и = г - г кш (ю - \у) = г [1 - кш (го - у)]. (7.50)

Рис. 7.20. Определение предельных точек на профиле выпуклого
зуба колеса

Участок профиля, который нельзя обработать по методу
огибания при заданном положении начальной окружности,
определяется пересечением профиля с радиусом дугового
профиля, проведенным касательно к начальной окружности
(точка В, см. рис. 7.20). Отсюда предельная минимальная
величина радиуса начальной окружности, возможная для
обработки профиля колеса, определяется как окружность,
касательная к радиусу дугового профиля, проведенному
через точку границы необходимого участка правильной
обработки.

Величину К = Кн / не следует брать меньше единицы
еще и потому, что сопряженный профиль зуба фрезы полу-
чается с отрицательным профильным углом (поднутрением)
(рис. 7.21), что при радиальном затыловании снижает задние
углы до 0 и не дает возможности получить часть профиля
зубьев с поднутрением.

Рнс. 7.21. Поднутрение на профиле инструмента

Колеса с вогнутым профилем. Для этого случая угловой
параметр <р определяется выражением (7.45). Для существова-

ния зависимости агссоз

1 / Л

— СОЗ (ф + со)

необходимо, чтобы

соз (ц/ + со) < 1, откуда

К > соз (у + со).

(7.51)

Для первой предельной точки Е на вогнутом профиле
(рис. 7.22) соЕ = -у и соз (со + су) = 1. Для возможности об-
работки этой точки профиля необходимо, чтобы К > 1. При
К > 1 другие точки профиля тоже будут обработаны, они соот-
364
ветствуют большим значениям го; значит, сок (го + у) примет
меньшие значения, удовлетворяющие неравенству (7.51).

Рис. 7.22. Определение предельных точек на профиле вогнутого зуба
колеса

Если К > 1, т.е. < Кц, по методу огибания обработать
весь профиль не удается. Если выполнить построения, ана-
логичные профилю с выпуклым зубом (радиус О'А касается
начальной окружности в точке (см. рис. 7.22), то увидим,
что участок АВ профиля зуба не обрабатывается; обрабатыва-
емый профиль зуба, как и для колес с вогнутым профилем,
по высоте равен

и = г - г кш (го + у) = г [1 - кш (го + ф)].

Червячные фрезы для колес с зацеплением Новикова мо-
гут быть спроектированы и изготовлены так, что Кн=&, или
К .

И ц

В первом случае профиль зубьев колеса получается методом
копирования одного или двух положений кромки инструмен-
та, во втором случае профиль фрезы отличается от исходного
контура и определяется специальным расчетом.
При Кн = К:< получаются недопустимые отклонения наре-
заемого профиля зубьев колеса от их требуемой теоретической
формы. Для уменьшения этих отклонений необходима точная
установка фрезы по межцентровому расстоянию. Кроме этого,
из-за снятия тонких стружек затруднительны условия резания
такими фрезами в зоне начального цилиндра колеса. Преиму-
щество фрез с Нн =Ки состоит в том, что такими фрезами можно
нарезать колеса с различным числом зубьев, так как профиль
фрезы не зависит от числа зубьев нарезаемого колеса.

При использовании червячных фрез, спроектированных
при условии Кн^Кк, улучшаются условия резания, оказывают-
ся более благоприятными значения задних углов на кромках
у начальной прямой фрезы, что способствует повышению
качества колес и увеличению стойкости инструмента. Такие
фрезы проектируются для колес с определенным числом зу-
бьев и особенно эффективны в крупносерийном и массовом
производстве.

Полученный расчетом по приведенным выше уравнениям
профиль фрезы в нормальном сечении изготовить трудно, по-
этому его заменяют дугами окружностей, оценивая при этом
погрешность такой замены так же, как и для червячных фрез,
обрабатывающих шлицевые валы (см. рис. 7.12).

Литература

1. Иноземцев Г.Г., Сергиенко Е.П. Профилирование чер-
вячных фрез для передач Новикова. Саратов, 1968.

2. Рыжкин А.А., Каганов В.С., Дмитриев В. С. Режущий
инструмент. Ростов н/Д: Издательский центр ДГТУ, 2000.

3. Рыжкин А.А., Моисеев В.Г., Шучев К.Г. и др. Режущий
инструмент: альбом конструкций. Ростов н/Д: Издательский
центр ДГТУ, 2006.

4. Рыжкин А.А., Боков А.И. Проектирование червячных
фрез для обработки неэвольвентных профилей: методичес-
кое, руководство и задания к курсовому проекту. Ростов н/Д,
1992.
5. Сахаров Г.Н., Кирсанов Г.Н. Проектирование инстру-
мента для нарезания зубчатых колес с зацеплением Новикова.
М., 1964.

6. Сахаров Г.Н., Кирсанов Г.Н. Особенности работы чер-
вячных фрез для нарезания зубчатых колес с зацеплением
Новикова. М.: 1964.

7. Семенченко И.И., МатюшинВ.М., СахаровГ.Н. Проекти-
рование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962.

8. Семенченко И.И. Режущий инструмент. Т. 4. М.: Маш-
гиз, 1944.

9. Справочник металлиста. Т. 5. / под ред. А.Н. Малова.
М.: Машгиз, 1961.

10. Федякин Р.В., Чесноков В.А. Расчет зубчатой передачи
Новикова // Вестник машиностроения. 1958. № 5.

11. Федякин Р.В., Чесноков В.А. Выбор оптимального
варианта исходного контура для передач Новикова И Исследо-
вание и освоение зубчатых передач с зацеплением Новикова.
М.: 1960.

12. Халебский Н.Т. Геометрия основного червяка: червяч-
ный фрез для зубчатых колес с зацеплением Новикова. М.,
1962.
8. ИНСТРУМЕНТАЛЬНОЕ
ОБЕСПЕЧЕНИЕ
АВТОМАТИЗИРОВАННОГО
ПРОИЗВОДСТВА

Основным направлением развития технологических про-
цессов в металлообработке является повышение производи-
тельности и гибкости, что связано со значительным ростом
номенклатуры деталей в средне- и мелкосерийном производс-
твах. Решить вопросы этого направления можно, автоматизи-
ровав производство, т. е. применяя станки с ЧПУ, станки типа
«обрабатывающий центр», гибкие производственные модули,
которые могут объединяться в гибкие производственные сис-
темы.

К режущим инструментам (РИ), применяемым в ус-
ловиях автоматизированного производства, предъявляют
повышенные требования по сравнению с инструментами,
применяемыми на станках с ручным управлением. Однако
в связи с тем, что в автоматизированном производстве необ-
ходимо рассматривать РИ совместно со вспомогательными
инструментами (из-за совместной настройки вне станка,
быстросменное™ и т. д.), для условий такого производства
появились новые понятия.

Под инструментальной оснасткой понимают комплекс
режущих и вспомогательных инструментов, средств их
предварительной настройки на размер вне станка, систем
информации о затуплении или поломке РИ и средств их под-
наладки. Понятие инструментальное обеспечение включает
комплекс мероприятий и технических средств, направленных
на рациональное использование станков автоматизированно-
го производства.

Рассмотрим некоторые особенности вспомогательного ин-
струмента для станков с ЧПУ.

8.1. Общие сведения о конструкциях
вспомогательного инструмента
*

Разнообразие типов моделей станков с ЧПУ и применяе-
мых на них режущих инструментов потребовало разработки
специальных унифицированных конструкций вспомогатель-
ных инструментов. Любая конструкция вспомогательного
инструмента включает две части: присоединительную и
хвостовик.

В присоединительной части устанавливается режущий
инструмент, поэтому ее конструктивное оформление должно
быть адекватно всем типам и типоразмерам крепежной части
режущих инструментов. Конструкция присоединительной части
вспомогательного инструмента должна обеспечить правильную
установку и надежное закрепление режущего инструмента.
Правильная установка гарантирует точность базирования и
координирования инструмента в технологической системе
металлорежущего станка.

Схемы базирования режущих инструментов различаются
выбором основной установочной базы, на которой распола-
гаются базовые точки, лишающие инструмент различных
степеней свободы. В производстве используются три схемы
базирования [10]:

— по трем плоскостям с лишением резца шести степеней
свободы. Эта схема реализуется при установке резцов, плоских
протяжек и других видов инструментов;
— по цилиндрической и конической поверхностям. По
этой схеме устанавливаются инструменты типа тел вращения:
сверла, зенкеры, концевые фрезы;

— установка в плавающих патронах инструментов, само-
устанавливающихся в процессе работы: метчиков, разверток,
протяжек.

На работоспособность инструмента не меньшее влияние
оказывает точность базирования хвостовика вспомогатель-
ного инструмента. В зависимости от вида станка наружная
поверхность хвостовика вспомогательного инструмента вы-
полняется цилиндрической или конической формы и должна
соответствовать приемным гнездам резцедержателей или
отверстию шпинделя станка. Цилиндрические хвостовики
базируют по цилиндрической поверхности с фиксированием
в осевом направлении. Коническая форма хвостовика с кону-
сом 7 : 24 используется для вспомогательного инструмента
станков сверлильно-расточной и фрезерной групп.

Хвостовик базируется в радиальном и осевом направлениях
конической поверхностью. В качестве поводка для передачи
крутящего момента используются две торцевые шпонки на
шпинделе и соответствующие два паза В на фланце хвостовика
(рис. 8.1). Кроме того, в конструкции хвостовика предусмотрен
ряд элементов:

— кольцевая У-образная канавка I предназначена для за-
хвата рукой автооператора механизма автоматической смены
инструмента;

— угловой паз для ориентации инструмента;

— цилиндрическая шейка для предварительного цент-
рирования;

— внутреннее резьбовое отверстие (1, для окончательной
установки в гнезде шпинделя (см. рис. 8.1) путем затяжки
шомполом станка.

Система вспомогательных инструментов унифициро-
вана и устанавливает три подсистемы вспомогательных
инструментов: для станков с ЧПУ сверлильно-расточной
и фрезерной групп, с цилиндрическим хвостовиком для
Рис. 8.1. Унифицированный хвостовик инструмента для станков
р ЧПУ сверлильно-расточной и фрезерной групп

станков с ЧПУ токарной группы и базирующей призмой для
станков с ЧПУ токарной группы. Системы инструментальной
оснастки предназначены для компоновки функциональных
единиц — инструментальных блоков (комбинаций режуще-
го и вспомогательного инструментов), каждый из которых
предназначен для выполнения конкретного технологического
перехода обработки заданной детали на конкретном станке.
Вспомогательные инструменты изготовляют из стали 18ХГТ
с цементацией и закалкой до 53...57 ИКС, зажимные цан-
ги — из стали 60С2А с термообработкой до 49...53 ИКС,
гайки и винты — из стали 40Х с термообработкой до твер-
дости 37...41,5 ИКС [5].

Важным фактором унификации оснастки является стан-
дартизация присоединительных поверхностей инструментов
и станков, регламентированных ГОСТ 25827-83 «Хвостовики
инструмента с конусом 7 : 24 для станков с ЧПУ. Конструкция
и размеры».

Унифицированы также цилиндрические хвостовики вспо-
могательных инструментов (рис. 8.2) и конусные оправки с
торцевой шпонкой для концевых фрез (рис. 8.3).
Рис. 8.2. Цилиндрический хвостовик вспомогательного инструмента
для станков с ЧПУ

Рис. 8.3. Эскиз оправки с конусом 7 : 24 для насадных фрез
с поперечной шпонкой

8.2. Вспомогательный инструмент для станков
с ЧПУ токарной группы [10, 2, 4, 9, 1]

Вспомогательный инструмент токарных станков должен
обеспечивать крепление резцов, сверл, зенкеров, разверток
и удовлетворять общим требованиям: точности базирования,
надежности закрепления, быстроте съема и установки, возмож-
ности настройки инструмента вне станка.
Рис. 8.4. Способы крепления инструментов на станках с ЧПУ
токарной группы:

а — в оправке с цилиндрическим хвостовиком; б— в призме;

в — в оправке с коническим хвостовиком; г — непосредственное
крепление в резцедержателе

Конструкция вспомогательного инструмента определяется
конструкцией резцедержателей токарных станков (рис. 8.4).

Для крепления в четырехпозиционной головке (рис. 8.4, а)
применяются резцедержатели-оправки с цилиндрическим хвос-
товиком, имеющим лыску с рифлениями. В головке оправки
выполнены продольные или перпендикулярные пазы для ус-
тановки резцов. Примеры типовых конструкций таких оправок
представлены в [10].

Для станков с ЧПУ моделей 1720ПФЗ, 1П740Ф30,
1П756ДФЗ, КТ141П, 1П732РФЗ, 1740РФ разработана система
унифицированного вспомогательного инструмента, представ-
ленного на рис. 8.5.

Резцедержатели 1-9 позволяют применять резцы с размера-
ми сечений державок от 16 х 16 до 40 х 40 мм2. Для обработки
наружных поверхностей используются резцедержатели 1, 2,
4, 6, 7, 8, а для расточки внутренних поверхностей, выточек,
канавок — 3, 4, 5, 8, 9. Резцедержатели 1-9 имеют левое и пра-
вое исполнение и применяются в зависимости от расположения
головки и направления вращения шпинделя.

Для закрепления инструментов с коническим хвостовиком
применяются (рис. 8.5) оправки И, 12 или самоустанавлива-
ющаяся втулка 13.

Растачивание отверстий в деталях диаметром 25...60 мм
можно выполнять расточными державочными резцами, ко-
торые закреплены в оправках 14, 15 (см. рис. 8.5). Резьбу
М6...М27 нарезают метчиками, закрепленными в специальных
патронах с цилиндрическими хвостовиками в оправках 16-19.
Эти оправки имеют отверстие со шпоночным пазом, в котором
устанавливаются патроны, обеспечивающие движение самопо-
дачи резьбового инструмента.

В станках моделей 1П756МФЗ, 1А734ФЗ, 1А751ФЗ,
СМ710ФЗ, 16КЗОФЗ закрепление инструмента производится
в резцедержателях с базирующей призмой (рис. 8.4, б). Ба-
зирующими поверхностями в этих резцедержателях являются
основная и боковая поверхности призмы корпуса.

Набор вспомогательных инструментов с использованием
призмы в качестве базирующего элемента приведен на рис.
8.6. В состав набора входят резцедержатели с перпендикуляр-
ными и параллельными открытыми и закрытыми пазами 1-3,
с распределителем для СОЖ-4, трехсторонний резцедержатель
5, резцедержатель для крепления инструментов с цилиндри-
ческим хвостовиком со смещением отверстия 6, с отверстием,
параллельным базовой поверхности 8.

В центровых токарных станках с ЧПУ моделей 16К20ФЗ,
16К20Т1 применяют револьверные головки с непосредствен-
ным креплением резца (рис. 8.4, в). Револьверная головка
диаметром 230 мм и шириной 55 мм позволяет устанавливать
375

Рис. 8.5. Набор вспомогательного инструмента с цилиндрическим хвостовиком для станков с ЧПУ токарной группы:
1 — резцедержатель с перпендикулярным открытым пазом; 2 — резцедержатель с перпендикулярным закрыты
пазом; 3 — резцедержатель с параллельным открытым пазом; 4 — резцедержатель с перпендикулярным и параллельны
открытыми пазами; 5 — резцедержатель с осевым открытым пазом; 6 — резцедержатель с перпендикулярным открытым
пазом для отрезных резцов; 7 — резцедержатель несимметричный с перпендикулярным пазом; 8 — удлиненный резцедержатель
с перпендикулярным и параллельным открытыми пазами; 9 — удлиненный резцедержатель с параллельным открытым пазом;
10 — переходная втулка; II — первое сверло; 12 — переходная втулка с конусом Морзе; 13 — переходная самоустанавливающаяся
втулка с конусом Морзе; 14 — расточная борштанга с перпендикулярным пазом; 15 — расточная борштанга с наклонным пазом;
16 — патрон для метчиков; 17 — переходная разжимная втулка; 18 — переходная втулка со шпоночным пазом; 19 — укороченная
переходная втулка со шпоночным пазом

4 й
376

Рис. 8.6. Набор вспомогательного инструмента с базирующей призмой для станков с ЧПУ токарной группы:
1 — резцедержатель с открытым и закрытым параллельными пазами; 2 — резцедержатель с перпендикулярным
закрытым пазом; 3 — двусторонний резцедержатель; 4 — распределитель охлаждающей жидкости; 5 —трехсторонний
резцедержатель; 6 — держатель для крепления инструмента с цилиндрическим хвостовиком со смещенными
отверстиями, перпендикулярными базовой поверхности; 7 — держатель для крепления инструмента с цилиндрическим
хвостовиком с отверстием, параллельным базовой поверхности; 8 — держатель для крепления инструмента с
цилиндрическим хвостовиком с отверстием, перпендикулярным базовой поверхности
шесть резцов или инструментальных блоков для осевого ин-
струмента [10].

На станках с четырехпозиционными головками моделей
1А743, 1М425 установка осевых режущих инструментов или
оправок также производится непосредственно в коническое
гнездо головки или через переходные втулки (рис. 8.4, г).

8.3. Вспомогательный инструмент для станков
с ЧПУ сверлильно-расточной
и фрезерной групп [10, 3, 1]

Система вспомогательного инструмента для станков с
ЧПУ, обрабатывающих центров и гибких производственных
систем (сверлильно-расточных и фрезерных) представлена на
рис. 8.7. Крепежная часть этих инструментов соответствует
форме оправки, показанной на рис. 8.3. Ее головка имеет раз-
личное конструктивное исполнение и обеспечивает закрепление
различных видов режущих инструментов: фрез, резцов, сверл,
разверток, метчиков и т. д. Оправки 1, 2, 3 предназначены для
крепления торцевых, дисковых, цилиндрических и других типов
насадных фрез.

Крепление инструментов с цилиндрическим хвостовиком
осуществляется в цанговых патронах, а коническими хвос-
товиками — в державках 5 (рис. 8.7), в которых инструмент
устанавливается непосредственно или через переходную втулку
[Ю].

В системе вспомогательного инструмента (рис. 8.7) широко
представлены различного вида оправки (10, 11, 72), используе-
мые для установки державочных расточных резцов. В зависи-
мости от конструкции устройства, регулирующего радиальное
положение резца, различают оправки для предварительного и
чистового растачивания. В последних для тонкой настройки
резца применена система микроскопической регулировки вы-
лета. Некоторые конструкции державки и оправок приведены
в [10, 3, 1].
Рис. 8.7. Система вспомогательного инструмента для станков
с ЧПУ, обрабатывающих центров и ГПС сверлильно-расточной
и фрезерной групп:

1 — оправка для насадных фрез с поперечной шпонкой; 2 — оправка
для насадных цилиндрических фрез с продольной шпонкой; 3 — оправка
для насадных торцевых фрез с продольной шпонкой; 4 — патрон
цанговый с диапазоном зажима 20...40 мм; 5 — втулка переходная
для концевых фрез; 6 — патрон цанговый с диапазоном зажима
5...20 мм; 7 — втулка переходная с конусом Морзе с лапкой;
8 — втулка переходная с конусом Морзе с резьбовым отверстием;
9 — державка для регулируемых патронов, втулок и оправок;
10 — оправка расточная для чернового растачивания отверстий;
11 — оправка расточная для чистового растачивания; 12 — сборная
оправка для чистового растачивания; 13 — оправка для подрезных
пластин; 14 — головка расточная двузубая; 15 — головка расточная
универсальная; 16 — патрон регулируемый цанговый с диапазоном
зажима 5...25 мм; 17 — регулируемая втулка с внутренним конусом
Морзе; 18 —реуглируемая длина втулки с внутренним конусом Морзе;
19 — регулируемая оправка для насадных зенкеров и разверток;
20 — регулируемый резьбонарезной патрон; 21 — регулируемая
оправка для чернового растачивания; 22 — регулируемая расточная
двузубая оправка; 23 — регулируемая оправка для крепления пластин
перовых сверл; 24 — регулируемая оправка для дисковых фрез; 25 —
регулируемый расточной патрон; 26 — сверлильный трехкулачковый
(без ключа) патрон с конусом Морзе; 27 — резьбонарезной патрон;
28 —расточной патрон с конусом Морзе; 29 — оправка для насадных
зенкеров и разверток с конусом Морзе
8.4. Оценка точности и жесткости крепления
инструмента

8.4.1. Теоретические основы для
совершенствования вспомогательного инструмента
[6, 7, 10]

Создание и применение конструкции вспомогательного
инструмента, отвечающего требованиям эксплуатации станков с
ЧПУ и ГПС, связано с разрешением существенного противоречия
между количеством его конструктивных элементов и обеспечени-
ем требуемых точности и жесткости крепления, поэтому совер-
шенствование инструмента осуществляется путем установления
рационального отношения размеров его элементов, допускаемых
отклонений на них, результирующих точности и жесткости креп-
ления и качества обрабатываемых поверхностей.

Для выявления комплексного воздействия конструктивных
и геометрических параметров вспомогательного инструмента
на точность установки режущего инструмента и их взаимосвязи
с деформациями вспомогательного инструмента рассмотрим и
проанализируем теоретическую модель компоновки режущего
инструмента со вспомогательным, установленным в шпинделе
станка.

Рассмотрим теоретическую модель (рис. 8.8, а) образования
нормальной погрешности Ал положения инструмента при его
закреплении в модельном режущем инструменте. Обозначим
через 8х., 8у., 8г. малые смещения системы координат 5., свя-
занной с 1-м углом, относительно ее номинального положения
вдоль осей х, у., 2, и через а., 0., у — малые повороты той же
системы вокруг осей хр у., (углы больше 0 при повороте по
часовой стрелке).

Приращение Дг радиуса-вектора точки, заданной векто-

ром г :

+ 0(‘2

+ У,- • 2 - а,- • 2

+ а; • у - 0, • х
Рис. 8.8. Схема образования отклонений положения режущей
кромки инструмента:

а — модель инструмента; б — схема образования биения;
в — схема деформаций

Нормальная погрешность Аг положения точки на инстру-
менте в системе хп, уп, гп:

дог = (Аг -п) = (О-созф-а,- •зтф)^+^§л- созф + ^З^, -зшф.

/=1

Принимаем в качестве источника погрешностей 0. и а силу

Р, расположенную в плоскости с ф = 0. Источниками по-
грешности <5х. являются отклонение размеров и форм соединя-
емых поверхностей. В уравнении, определяющем Ди, обозначим

= ёъ ; 5х. • сов <р = е~,

тогда

Дп = (Дг • п) = + 0,е, .
/=1

Величина еъ первичного отклонения точки на инструменте
от номинального геометрического места точек после сборки
режущего инструмента связана с составляющими звеньями
(рис. 8.8, б) уравнением

= 'к<'е$ ’ (8-1)

V 1=1

где А. — передаточное отношение /-го звена; — коэффициент
относительного рассеивания /-го звена; е. — перекос или парал-
лельное смещение оси, мм; — коэффициент относительного
рассеивания величины замыкающего звена ег

Передаточные отношения А. могут быть определены из
отношения

п 1 /

4=2% •

"/ 1н‘

где А — вылет /-го элемента компоновки; / — величина
вылета, на которой формируется величина перекоса в /-м со-
единении.

Деформация реального упругого тела режущего инстру-
мента, представляющего собой в общем виде телескопический
стержень из п упругих элементов, в сечении приложения силы
резания (рис. 8.8, в) включает изгибные деформации его кон-
сольных участков с учетом принципа независимости перемеще-
ний и контактные деформации в конических и цилиндрических
стыках. Суммарная деформация <5в может быть
/=1

где I — длина /-го элемента вспомогательного инструмента, мм;
Р — наружная сила, Н; 7. — осевой момент сечения /-го
элемента, мм4; 0. — величина поворота в /-м стыке, мкм/мм.

Для решения уравнений (8.1) и (8.2) необходимо знать за-
висимости 2 1. и 9. (см. рис. 8.8, б) от величины погрешностей
изготовления возможных соединений инструмента.

В зависимости от количества в комплекте сборного вспо-
могательного инструмента можно рассмотреть следующие
варианты их соединения:

1) цельные оправки, непосредственно закрепленные в
шпинделе станка;

2) составной инструмент из двух элементов: базового,
который закреплен в шпинделе станка, и сменного (оправок,
втулок и т. д.); вместо него можно крепить также режущий
инструмент;

3) составной инструмент из трех элементов: базового, про-
межуточного и сменного (или режущего инструмента);

4) составной инструмент с базовым, двумя промежуточны-
ми и сменными элементами.

Рассмотрим случай еъ для наибольшего количества соеди-
няемых элементов. Согласно схеме сборки (рис. 8.9), можно
выявить составляющие погрешности: биение конического от-
верстия шпинделя (ех), биение шпинделя от перекоса осей (е2),
биение базового агрегата от перекоса в соединении конусностью
7 : 24 (е3), биение сменной втулки или оправки от зазоров в
цилиндрическом соединении (е4), биение посадочного отвер-
стия базового агрегата (е5), биение сменной втулки, оправки
или режущего инструмента от перекоса в цилиндрическом или
коническом соединении (е6), биение конического отверстия в
сменной втулке (е7), биение сменной разрезной втулки или
режущего инструмента от перекоса в коническом соединении
(е8), биение цилиндрического отверстия в сменной разрезной
втулке (е9).

Рис. 8.9. Размерная цепь образования биений составного
вспомогательного инструмента

При этом е4, е5, е7, е9 являются векторами биения, не
зависящими от вылета, а звенья е2, е3, е6, ее — векторами пере-
косов, которые необходимо учитывать при изменении вылета
инструмента.

Передаточные отношения при составляющих звеньях раз-
мерных цепей характеризуют степень и направленность влияния
составляющего звена на замыкающее.

В общем виде уравнение размерной цепи, схема которой
приведена на рис. 8.10, имеет вид

б2 — в] + А2 е2 + А3 е3 + е4 + е5 + А6 • е6 + е7 + Ай е8 + е9,

А _11+12+13+Ц а _11+12+13+14 .

1ц1 ^нз

= 12+13 + 14 _ 13+14

^нб

где /н — величина вылета, на который нормируется величина
соответствующих перекосов (/н = 100 мм).
Рис. 8.10. Эскиз оправки, закрепленной в центровом патроне

8.4.2. Расчет точности позиционирования
инструментальных блоков [7, 1, 11]

Инструментальные блоки, устанавливаемые в шпинделе,
должны обеспечить статическую точность, приведенную к вы-
лету режущих кромок, в соответствии с данными табл. 8.1.

Эта характеристика обеспечивается правильным выбором
конструкции и точности изготовления вспомогательного инс-
трумента при соответствующей точности режущего инструмен-
та. Биение режущих кромок инструмента в системе координат
станка рассматривается как замыкающее звено в сложной раз-
мерной цепи, образованной отклонениями линейных й угловых
размеров элементов вспомогательного инструмента.

Применение теоретико-вероятностных методов позволяет
рассчитать зависимость биения инструмента от точности из-
готовления вспомогательного инструмента. Угловые ошибки
составляющих звеньев (перекосы осей) и векторные ошибки
(параллельные смещения осей) суммируются путем приведения
перекосов осей к векторному виду в плоскости замыкающего
звена (биения режущей части) через передаточные отноше-
ния. Половина допускаемой величины биения режущей части
инструмента как замыкающего звена определяем по зависи-
мости
1 I пх-1

= т-------.И? ' V • е2 • Е 4,2 • кх? • ел2 , (8.3)

лХ(.т) V

где А: — коэффициент относительного рассеивания замы-
кающего звена; Ак.е. — принятое за скалярную величину
наибольшее произведение одной из векторных величин е на
свое передаточное отношение А. и коэффициент относительного
рассеивания к:, кх. — приведенный коэффициент относитель-
ного рассеивания, одинаковый для всех звеньев с векторными
ошибками.

Таблица 8.1

Допустимое биение и податливость режущих кромок
посйе установки инструментальных блоков в шпиндель

Закрепляемый инструмент Биение, мм Податливость, мкм/Н
Сверла с цилиндрическим хвостовиком 06...18 мм 0,055 0,28
с коническим хвостовиком 06...18 мм 0,060 0,18
Зенкеры и развертки 0 до 50 мм 0,060 0,50
0 до 120 мм 0,060 0,70
Фрезы концевые диаметром 5...40 мм 0,010 0,10
Фрезы дисковые и торцевые 0,020 0,10
Расточные оправки (отклонение поло- жения вершины резца в радиальном направлении): при получистовой обработке от отверстий 0 22... 180 мм 0,030 0,18
при чистовой обработке от отверстий 0 25...80 мм 0,005 0,11
0 25...80 мм 0,010 0,07

Характеристики замыкающего звена кг и определяются
по формулам

, , 0,55

4=1 + —-----

+- п

2л
0,59- Х«,-

Иу=-------, (8.4)

;=1

где а — коэффициент относительной ассиметрии кривой рас-
пределения.

Для каждого звена необходимо определить характеристики
распределения к. и <х. Для деталей, обрабатываемых шлифова-
нием и контролируемых с помощью универсальных средств из-
мерения, значения коэффициентов к и а. приведены в табл. 8.2,
а значения точности центрирования конусов и перекоса оси
инструмента для цилиндрических соединений в зависимости
от погрешности изготовления в табл. 8.3, 8.4.

Таблица 8.2

Характеристики распределения допуска при обработке
присоединительных поверхностей вспомогательного
инструмента

Способ получе- ния поверхности Вид поверхности Характеристики распределения
а.
Наружное шлифование в центрах Конус Морзе Конус 7 : 24 Конус 1 : 5 (цанга) Цилиндрическая 1,17 1,51 1,37 1,09 +0,25 -0,050 +0,15 +0,12
Внутреннее шлифование Конус Морзе Конус 7 : 24 Конус 1 : 5 (цанга) Цилиндрическая 1,17 1,17 1,21 1,09 -0,25 -0,09 -0,15 -0,12
Бесцентровое шлифование Конус Морзе 1,03 +0,19
Таблица 8.3

Значение биения 2е инструмента на вылете 100 мм в зависимости
от погрешности изготовления конусов (мкм)

Конусность Степень точности конусов
АТЗ АТ4 АТ5 АТ6 АТ7 АТ8 АТ9 АТ10
7 : 24 1 1,2 1,3 2,6 5 12 — —
Конус Морзе — — 9,5 10,5 15 16 20 24,5
1 : 5 (цанга) — — 8 9 10 12 13 17

Таблица 8.4

Значение перекоса оси инструмента на вылете 100 мм
в зависимости от погрешности изготовления цилиндрических
, соединений (мкм)

Диаметр цилиндрического соединения, мм Квалитет точности изготовления
1Т4 1Т5 1Т6 1Т7 1Т8 1Т9
30...50 1 1,6 3,2 4,3 6 12

Пример-, рассчитать биение оправки, закрепленной в
центровом патроне (см. рис. 8.10) для станка с ЧПУ класса
точности Н.

Степень точности изготовления поверхностей вспомогатель-
ного инструмента АТ7. Биение отверстия шпинделя 7 : 24 у торца
0,008 мм, при вылете шпинделя 300 мм — 0,01 мм, допустимый
перекос — 0,001 на 300 мм длины. Биение конического отвер-
стия 1 : 5 (цанга) относительно конуса Морзе 0,01 мм. Биение
конического отверстия Морзе в корпусе относительно наружного
конуса? : 24-0,01 мм. Биение цилиндрического отверстия в цанге
относительно наружного конуса — 1 : 5-0,01 мм.

Необходимые данные для расчета заносим в табл. 8.5 и
определяем коэффициент относительного рассеивания замы-
кающего звена:

;=1
х (7(4-1,17)2 +(1-1,09)2 + (2,5 -1,51)2 + (5 • 1,17)2 +

+ (7,5-1,15)2 +(5-1,21)2 +(5-1,37)2 +(5-1,09)2 -

-л/42 + I2 + 2,52 + 7,52 + 4,52) = 1,13.

Таблица 8.5

Данные для расчета биения инструмента, закрепленного
в цанговом патроне

Биение Ошибка е., мкм к,
конического отверстия шпинделя векторная 4 1,17 1
шпинделя от перекоса оси угловая 1 1,09 0,36
корпуса патрона при установке в шпиндель угловая 2,5 1,51 1,9
конуса Морзе относи- тельно конуса патрона 7 : 24 векторная 5 1,17 1
конуса Морзе от пог- решности установки в патрон угловая 7,5 1,15 1,4 с
конического отверстия 1 : 5 относительно хвос- товика конуса Морзе векторная 5 1,21 1
оси цанги при установке в корпусе с конусностью 1 : 5 угловая 5 1,37 0,6
оси цилиндрического от- верстия в цанге относи- тельно оси конуса 1 : 5 векторная 5 1,09 1

Биение оправки находим после расчета коэффициента рас-
сеивания замыкающего звена. В качестве скалярной величины
принимаем биение конического отверстия корпуса патрона
относительно хвостовика. Биение оправки рассчитываем по
формуле (8.3):

^(х) = 7 • Х1А,2^,2-е,2 + ХАг,2-кг,2-^2 = ~ Х
лад V м3

X 7(1-1,21-5)2 +(1-1,17-4)2 +(0,36-1,09-1)2 + (1,9• 1,51 • 2,5)2 +

+ (1 • 1,17 • 5)2 + (1,4 • 1,15 • 7,5)2 + (0,6 • 1,37 • 5)2 + (1 • 1,19 • 5)2 =

= 15,2 мкм.

Таким образом, биение оправки 2е = 30,4 мкм.

8.4.3. Расчет податливости инструментальных
блоков [7, 1, 11]

Точность обработки зависит от деформации инструмен-
тальных блоков. Производственные погрешности, вызванные
деформацией вспомогательного инструмента, составляют 60%
и более суммарной погрешности обработки. Вспомогательный
инструмент как элемент системы СПИД испытывает дефор-
мацию двух видов: тела своих деталей (изгиб, кручение), по-
верхностных слоев этих деталей, которыми они контактируют
в местах соединения. Деформациям 1-го вида противостоит
объемная жесткость, 2-го — контактная жесткость. Это два
принципиально различных вида жесткости, методы определе-
ния которых совершенно различны.

Объемная жесткость (податливость) определяется исходя из
действия составляющих сил резания, геометрических размеров
и свойств материалов, из которых изготовлен вспомогательный
инструмент.
Контактная жесткость (податливость) в стыках также
определяет деформацию в местах приложения сил резания.
Величина контактных деформаций зависит от многих фак-
торов: величины и вида нагружения, величины и распре-
деления давлений, величин зазоров, точности обработки
и размеров сопрягаемых поверхностей. Наклон в стыках
деталей вспомогательного инструмента вызывает существен-
ные перемещения в точке приложения силы, в ряде случаев
соизмеримых и даже больше, чем прогиб самих режущих
инструментов на свободной длине. Упругое контактное пе-
ремещение вспомогательного инструмента и закрепленного
в нем режущего инструмента под действием силы Р, при-
ложенной на некотором удалении г от конца стыка, может
быть определено по формуле

у = 50 + 0 • Ь,

где 50 — смещение на краю стыка в результате контактной
податливости, мкм; 0 — угол поворота в стыке, мкм/мм.

Для конических соединений

80 = 4 Р^'К ^ ь с2}, е=4.р.±2_^.(2-р-л-с3+с1),
Ни Ни

где (3 = 0,1- ,/1/1,3 • К3 , К — коэффициент податливости, мм2/Н,
для конусов Морзе К = (З...6)-1О4, а для конусов 7 : 24 К =
— 2-104; С2, С3 — коэффициенты, учитывающие из'менение

диаметра по длине конического соединения (для конусов Мор-
зе С, = 1, С2 = 1, С3 = 1, для конусов 7 : 24 = 1,35, С2 =

= 1,35, С3 = 1,35), О — наибольший диаметр конуса, мм.

При хорошем качестве изготовления присоединительных
поверхностей вспомогательного инструмента величиной <50
можно пренебречь и рассчитать перемещения только по углу
поворота. Данные о податливости различных видов соедине-
ний (углах поворота, отнесенных к нагружающему моменту
М = Р • С) приведены в табл. 8.6-8.9.
Таблица 8.6

Значение угла поворота 0/М в конусах 7 : 24, 1/(кН-м)

Обозначение конуса Точность изготовления
АТ5 АТ6 АТ7 АТ8
40 0,00121 0,00133 0,00142 0,00191
50 0,00020 0,00027 0,00035 —

Таблица 8.7

Значение угла поворота 0/М в конических соединениях
с односторонним натягом (с боковым зажимом винтами), 1/(кН-м)

Диаметр соединения, мм & Зазор в соединении, мм Направление внешней силы, нагру- жающей соединение
в направлении силы затяжки винтов перпендикулярно к силе затяжки" винтов
36 0,014 0,037 0,0032 0,0041 0,0060 0,0079
48 0,014 0,026 0,048 0,0010 0,0012 0,0016 0,0014 0,0032 0,0062

Перемещение инструментального блока определяем как
суммарное перемещение режущей кромки в точке приложения
нагружающей силы Р с учетом контактной податливости в
соединениях инструмента. Перемещение 8в может быть опре-
делено по формуле

1=1

3 • Е • 7;

где Р — нагружающая сила (например, сила резания), Н;
/] — длина г-го элемента вспомогательного инструмента, мм;
7 — осевой момент сечения г-го элемента, мм4 (7 = 0,05 • 74,
где 7 — диаметр г-го сечения, мм); п — количество элемен-
тов; Е — модуль продольной упругости (Е = 2,1 -102 ГПа);
&./М — податливость г-го соединения, 1/(кН м)
Таблица 8.8

Значение угла поворота 01/М в конусах Морзе, 1/(кН-м)

Номер конуса Исполнение Точность изготовления
АТ7 АТ8 АТ9
1 С лапкой 0,2012 0,2097 0,2110
2 С резьбой С лапкой 0,0433 0,0447 0,0463 0,0476 0,0462 0,0462
3 С резьбой С лапкой 0,0118 0,0124 0,0124 0,0141 0,0136 0,0157
4 С резьбой С лапкой 0,0034 0,0046 0,0038 0,0052 0,0046 0,0055
5 С резьбой — 0,00080 —
6 С резьбой __ 0,00027 —

Таблица 8.9

Значение угла поворота 91/М в цанговом зажиме, 1/(кН-м)

Диаметр хвостовиков, мм Стык цанга — корпус патрона Стыки: хвостовик инструмента — цан- га — корпус патрона
6 0,0103
10 0,0056
12 0,0019 0,0047
16 0,0040
20 0,0038
20 40 0,0010 0,0029 0,0026

Пример: рассчитать податливость инструментального
блока, состоящего из втулки с конусом 7 : 24, изготовленной
с точностью АТ7, и оправки диаметром 40 мм, закрепляемой
в цилиндрическом соединении диаметром 48Н7/Й6. Оправка
нагружена радиальной силой Р = 1 кН и имеет вылет относи-
тельно втулки I = 155 мм (рис. 8.11).

Суммарная деформация блока состоит из суммы деформа-
ций следующих составляющих:

1) деформация оправки Ш40 мм на длине 1= 155 мм под дей-
ствием силы 1 кН;
Рис. 8.11. Эскиз сборной оправки с цилиндрическим соединением

2) деформация цилиндрической Ь = 260 мм переходной
втулки относительно максимального посадочного диаметра
конуса 7 : 24 Ок = 69,85 мм (обе составляющие представ-
ляют собой объемную деформацию и рассчитываются по
формулам сопротивления материалов);

3) деформация контактных поверхностей 0 48 мм, выполнен-
ных по посадке Н7/И6 (зазор не более 0,041 мм);

4) деформация контактных поверхностей конуса 7 : 24, вы-
полненных со степенью точности АТ7.

Деформация блока

р-13 р ь3 „ о> г2 п е2 12
----+----+ Р-—Ь+Р- -±- I2,
ЗЕ-}Г ЗЕИк М, М2

где — момент инерции хвостовика инструмента, мм4;
7к — момент инерции конуса 7 : 24, мм4; О^М] — податливость
в конусе 7 : 24 (табл. 8.6); 0,/Л/, — податливость в цилиндри-
ческом соединении (см. табл. 8.7).

Подставляем значения в приведенную выше зависимость:

1-1553-103 1,263 -103

3-2,1 105 -0,05-404 3• 2,1-Ю5 -0,05-69,854

+ 0,00035 • 103 • 2602 • 1 + 0,00016 • 10-3 • 1552 • 1 = 0,1293 мм.

Относительная податливость П = (ИР = 0,129 мкм/Н.
Сравнивая полученный результат с данными табл. 8.1,
отмечаем, что этот вариант крепления удовлетворяет тре-
бованиям к креплению сверл, зенкеров, разверток и расточ-
ных оправок для получистовой обработки. При креплении
расточных оправок для чистовой обработки необходимо
повысить точность присоединительных поверхностей: ко-
нусов 7 : 24 — до АТ6, цилиндрических соединений — до
посадки Н6/§5. Другим способом уменьшения податливости
является уменьшение вылета оправок /, что нежелательно с
технологической точки зрения, так как сокращается область
их применения.

При инженерных расчетах деформации инструментальных
блоков следует учитывать составляющие силы резания Р Р, и
Рг и определить положение плоскости, в которой располагается
суммарная деформация от действия указанных сил.

8.4.4. Пример комплексного расчета
вспомогательного инструмента в сборе [1]

Необходимо рассчитать величины отклонения вершины
инструмента от номинального положения при сборке и дефор-
мации под действием силы резания для инструментального
блока, показанного на рис. 8.12.

Рис. 8.12. Вспомогательный инструмент в сборе
Условия обработки: сверление отверстий диаметром 10 мм,
глубиной 30 мм в стали 40Х твердостью НВ 200. Скорость
резания 20 м/мин, подача 0,2 мм/об. Станок с ЧПУ класса
точности Н, степень точности конуса 7 : 24 — АТ5, степень
точности конуса 1 : 5 (цанга) — АТ8.

Определим для нашего случая векторные и угловые
погрешности е., коэффициенты относительного рассеивания
для каждого из /-элементов (К.) и передаточные отношения
звеньев (Л.).

Радиальное биение замыкающего звена можно определить
в зависимости от следующих отклонений:

1) биение конического отверстия шпинделя станка ЧПУ
(для класса точности у торца биение составляет 2е = 0,008 мм,
погрешность векторная, К2 = 1,17 (см. табл. 8.2), передаточное
отношение Л] =1);

2) биение шпинделя от перекоса осей (допустимый перекос
составляет е2 = 0,001 мм, погрешность угловая, К2 = 1,09,
передаточное отношение Л2 = (50 + 80 + 20 + 105)/100 =
= 2,55);

3) биение конуса 7 : 24 в зависимости от точности его изго-
товления (допустимое биение конуса 2е3 = 0,0013 мм (см. табл.
8.3), погрешность угловая, е3 = 1,51, передаточное отношение
Л3 = Л2 = 2,55);

4) биение сменной оправки от зазора в цилиндрическом
соединении 2е4 = 0,272 • (8А + 8В) = 0,272 (0,025 + 1,014) =
= 0,0011 мм, где 8Л — поле допуска для отверстий 48Н7;
8В — поле допуска для вала 48^6 (максимальный зазор 0,039),
погрешность векторная, К4 = 1,09, Л4 = 1;

5) биение посадочного отверстия базисного агрегата отно-
сительно конуса 7 : 24 (погрешность векторная 2е5 = 0,20 мм,
К5 = 1,09, Л5 = 1,09);

6) биение сменной оправки от перекоса в цилиндрическом
соединении (для квалитета 1Т5 2е6 = 0,0016 мм (см. табл. 8.4),
погрешность угловая, К6 = 1,09, Л6 = (80 + 20 + 50)/100 =
= 1,50);
1) биение конического отверстия относительно наруж-
ной цилиндрической поверхности (погрешность векторная
2е7 = 0,02 мм, Кп = 1,21 (конус 1 : 5), Л7 = 1);

8) биение цанги от перекоса в коническом отверстии
(погрешность угловая, степень точности конуса цанги АТ8,
2е„ = 0,02 мм (см. табл. 8.3), К* = 1,37, Аа = 60/100 =
= 0,6 мм);

9) биение цилиндрического отверстия цанги относительно
наружной цилиндрической поверхности (погрешность вектор-
ная, 2е9 - 0,01 мм, К9 = 1,09, А9 = 1).

Определяем коэффициент рассеивания замыкающего
звена:

, , 0,55

ку = 1 + —----

0,55

х (д/(4 • 1,17)2 + (1 • 1,09)2 + (0,65 • 1,5)2 + (0,55 • 1,09)2 +

+ (10-1,09)2 + (0,8-1,09)2 +(10-1,21)2 +(6-1,37)2 +(5-1,09)2 -
- ^42 +12 + 0,652 + 0,552 +102 + 0,82 +102 + 62 + 52) = 1,16.

Определяем результирующую величину биения:
к

1 I П-Г-1

=------1а,2 • к,- • е: + У Л „2 • кг, е, =

У 1=1

= —-7(10-1,17-1)2 +(4-1,17-1)2 +(1-1,09-2,55)2 +

1,16

+ (0,65-1,51-2,55)2 + (0,55-1,09-1)2 + (10-1,09-1)2 +

+ (0,8-1,09-1,5)2 +(10-1,21)2 + (6-1,37-0,6)2 +(5-1,09 -1)2 =
= 16,3 мм.
Отсюда 2еЕ = 0,0326 мм, что ниже нормативных данных
(см. табл. 8.1).

Податливость инструментального блока определяем как
суммарное перемещение в точке приложения нагружающей
силы с учетом контактных деформаций в соединениях инс-
трумента.

В соответствии с рекомендациями справочной литературы
изгибающая неуравновешенная сила при сверлении находится
по следующей формуле:

/, \2 / \2

Р = Мср, аЛ'’= • 8У” НВ"') + (сру • а'”' • 8^ НВ"-) ,

где а ,— смещение припуска (в нашем случае равное 2еЕ); Срт,
X , ур_, п,, Сру, Хру, уру, п2 — коэффициенты и показатели степени
точности для расчета сил Р. и Ру при точении.

Для стали 40Х, твердость НВ 200 имеем

Р = ^(279 • 0,0321 • 0,20,75 2ОО0’75 )2 +

+ (0,00027 О,О320,9 • 0,20’75 • 2002 )2 =

= 15,38 кГс = 150,88 Н.

Перемещение 8в определяется по зависимости

_ Р /3 Р • Л3

5 —--------------1-----------1- Р

в 3-Е-7х1, 3-Е-7к

М, М2

где I = 150 мм, Ь = 255 мм, /1 = 60 мм; 7хв — момент
инерции хвостовика, мм4; — момент инерции кону-
са 7 : 24, мм4; 01/М1 — податливость в конусе 7 : 24
(см. табл. 8.6); 02/М2 — податливость в цилиндрическом
соединении (табл. 8.7); 03/М3 — податливость в цанговом
патроне (табл. 8.9)
Подставляя значения в приведенную выше зависимость,
получаем

с 0,15 -1503 -103 0,15-2553 • 103

0 _ ------------------— -|---------------------— -|_

3-2,1105 0,05-484 3 • 2,1 • 105 • 0,05 • 69,854

+ 0,15- 0,0002 • 255 • 10"3 + 0,15 • 0,0014 • 1502 • 10’3 +

+ 0,15- 0,0019- 602-10‘3 =

= 0,00302 + 0,0039 + 0,0195 + 0,0049 + 0,00102 = 0,03174 мм.

Относительная податливость:

П = = о,21 мкм/Н.

Р 150,88

Сравнение полученного результата с данными табл. 8.1
показывает, что этот вариант крепления удовлетворяет требо-
ваниям к креплению, так как [П] > П —> 0,28 > 0,21 мкм/Н.

Литература

1. Дмитриев В. С. Вспомогательная инструментальная ос-
настка станков с ЧПУ и станочных комплексов: текст лекций.
Ростов н/Д, 1990.

2. Кузнецов Ю.И., Сафраган Р.Э., Кармышкин Н.А. Ин-
струментальная оснастка для станков с ЧПУ. Киев, 1988.

3. Кузнецов Ю.Я., Маслов А.Р., Байков А.В. Оснастка для
станков с ЧПУ: справочник. М.: Машиностроение, 1983.

4. Маслов А. Р. Современные тенденции в конструировании
специального режущего и вспомогательного инструмента для
автоматизированных производств. М.: ВНИИТЭМР, 1985.

6. Рывкин Г.М. Инструментальная оснастка для автомати-
зированного производства. М.: Машиностроение, 1972.
7. Руководство к курсовому проектированию металлоре-
жущих инструментов / под ред. Г.Н. Кирсанова. М.: Маши-
ностроение, 1986.

8. Совершенствование системы инструментообеспечения
и технологической оснастки станков с ЧПУ: методические
рекомендации. М.: ЭНИМС, 1985.

9. Солоненко В.Г., Рыжкин А.А. Резание металлов и ре-
жущие инструменты: учебное пособие для вузов. М.: Высшая
школа, 2008.

10. Схиртладзе А.Г., ЧупинаЛ.А., Пулъбере А.И., Гречиш-
ников В.А. Формообразующие инструменты в машиностроении:
учебное пособие. М.: Новое знамя, 2006.

11. Таратынов О.В., Земсков Г.Г., и др. Металлорежущие
системы машиностроительных производств: учебное пособие
для студентов машиностроительных вузов / под ред. Г.Г. Зем-
ского, О.В. Таратынова. М.: Высшая школа, 1988.
Содержание

Предисловие........................................3

1. РЕЗЦЫ.......................................... 6

1.1. Токарные резцы .............................8

1.2. Револьверно-автоматные резцы.............. 12

1.2.1. Резцы для продольного точения..........12

1.2.2. Резцы для прорезных и отрезных работ....19

1.3. Выбор геометрии резцов.....................22

1.4. Связь между углами резца в разных сечениях..29

1.5. Конструкции резцов с механическим креплением
пластин из инструментальных материалов ......г..32

1.5.1. Многогранные сменные пластины .........32

1.5.1.1. Основные виды СМП и система их
обозначений...............................33

1.5.2. Способы крепления сменных многогранных
пластин.......................................37

1.5.2.1. Схема механического крепления СМП .... 37

1.5.2.2. Конструкции узлов крепления СМП
к корпусу инструмента.....................40

1.5.3. Базирование режущих пластин............47

1.5.4. Выбор формы и параметров установки
многогранной пластины.........................49
1.5.5. Геометрические параметры инструментов
с СМП........................................51

1.5.6. Расчет крепления режущих пластин........52

1.6. Токарные резцы для станков с ЧПУ ...........61

1.6.1. Номенклатура токарных резцов............62

1.6.3. Резцы, оснащенные синтетическими
сверхтвердыми материалами (СТМ) .............65

1.7. Расточные инструменты ........................68

1.8. Фасонные резцы ...............................70

1.8.1. Типы фасонных резцов....................70

1.8.2. Особенности геометрии фасонных резцов...74

1.8.3. Профилирование фасонных резцов..........82

1.8.4. Конструктивное оформление фасонных
резцов.......................................86

Литература.........................................89

2. ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ...........92

2.1. Сверла....................................92

2.1.1. Особенности геометрии и конструкции
универсального (спирального) сверла..........93

2.1.2. Шнековые сверла ........................98

2.1.3. Сверла НПИЛ ...........................101

2.1.4. Сверла с увеличенным диаметром спинки .103

2.1.5. Спиральные сверла с затылованными
ленточками..................................104

2.1.6. Сверла с механическим креплением пластин
твердого сплава.............................106

2.1.7. Расчет спиральных сверл на прочность ..107

2.1.8. Заточка спиральных сверл...............111

2.2. Зенкеры ...................................118

2.2.1. Конструктивные элементы и геометрические
параметры зенкеров..........................119
2.2.2. Расчет исполнительных размеров зенкеров для
цилиндрических отверстий ....................121

2.2.3. Конструкции зенкеров с МНП ...........123

2.3. Развертки ................................125

2.3.1. Конструктивные элементы и геометрические
параметры разверток..........................126

2.3.2. Исполнительные размеры калибрующей части
разверток....................................128

2.3.3. Некоторые конструктивные особенности
разверток....................................130

Литература.......................................135

3. ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ РЕЗЬБЫ..............137

3.1. Основные методы нарезания резьбы..........138

3.2. Резьбовые резцы ..........................139

3.3. Метчики ..................................146

3.3.1. Конструктивные элементы метчиков......147

3.3.2. Определение исполнительных размеров
диаметров метчиков ..........................150

3.3.3. Геометрические параметры метчиков.....153

3.3.4. Некоторые новые конструкции метчиков .155

3.3.5. Заточка метчиков .....................161

3.4. Плашки ...................................167

3.4.1. Конструктивные элементы плашек........167

3.4.2. Определение исполнительных размеров
плашек.......................................170

3.5. Резьбовые фрезы ..........................173

3.6. Резьбонарезные головки ...................175

Литература.......................................176
4. ПРОТЯЖКИ......................................178

4.1. Типы и область применения протяжек........179

4.2. Основные конструктивные элементы

и геометрические параметры протяжек
для обработки внутренних поверхностей.......181

4.3. Схемы срезания припуска при протягивании .185

4.4. Режущая часть протяжек....................188

4.4.1. Профили зубьев и форма стружечных
канавок ....................................188

4.4.2. Шаг зубьев протяжки...................189

4.4.3. Количество одновременно работающих
режущих зубьев..............................190

4.4.4. Поперечные размеры режущих зубьев.....192

4.4.5. Общее количество режущих зубьев и длина
режущей части...............................193

4.4.6. Средства для дробления стружки........193

4.5. Основные размеры калибрующей части протяжки ..194

4.6. Протяжки для обработки наружных
поверхностей ..................................198

Литература.......................................200

5. ФРЕЗЫ.........................................202

5.1. Фрезы с острозаточенными зубьями..........204

5.1.1. Конструктивные элементы и геометрические
параметры фрез .............................204

5.1.2. Конструктивные особенности некоторых
типов острозаточенных фрез из
быстрорежущей стали..........................208

5.1.3. Конструктивные особенности
острозаточенных твердосплавных фрез..........212
5.1.4. Фрезы с механическим креплением сменных
многогранных пластин твердого сплава и
сверхтвердых материалов.....................213

5.2. Фрезы с затылованными зубьями ............224

5.2.1. Конструктивные особенности затылованных
фрез........................................224

5.2.2. Затылование по логарифмической спирали ....227

5.2.3. Затылование по спирали Архимеда............232

5.2.4. Затылование по прямой .....................236

5.2.5. Сравнение кривых для затылования...........242

5.2.6. Задний угол для любой точки профиля зуба
затылованной фрезы .........................244

Литература............................................246

6. ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ЗУБЧАТЫХ
КОЛЕС...........................................248

6.1. Общие замечания................................248

6.2. Некоторые сведения из теории зацепления
цилиндрических колес..........................251

6.2.1. Эвольвента и ее свойства...................251

6.2.2. Зацепление двух прямозубых колес...........251

6.2.3. Зацепление шестерни и рейки............... 253

6.2.4. Исходный контур инструментальной рейки ....253

6.2.5. Корригирование зубчатых колес..............255

6.2.6. Толщина зуба шестерни .....................257

6.3. Модульные фасонные фрезы ......................258

6.4. Зуборезные гребенки ...........................263

6.5. Зуборезные долбяки ............................269

6.5.1. Особенности конструкции долбяка............272

6.5.2. Параметр и шаг винтовой поверхности зуба
долбяка.....................................275

6.5.3. Элементы геометрии прямозубого долбяка.....277
6.6. Червячные зуборезные фрезы...............280

6.6.1. Профилирование червячных фрез........282

6.6.2. Приближенное профилирование червячных
фрез для цилиндрических зубчатых колес .....302

6.6.3. Некоторые конструктивные элементы
червячных зуборезных фрез ..................307

6.6.4. Особенности червячных фрез для нарезания
червячных колес ............................312

6.7. Шеверы ..................................315

Литература......................................321

7. ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
НЕЭВОЛЬВЕНТНЫХ ПРОФИЛЕЙ........................323

7.1. Основные положения метода обкатки........324

7.2. Методы определения профиля инструмента...326

7.3. Червячные фрезы для обработки изделий типа
шлицевых валов ...............................326

7.3.1. Графическое профилирование...........327

7.3.2. Аналитический расчет профиля фрезы ..329

7.3.2.1. Определение профиля фрезы при помощи
линии зацепления........................329

7.3.2.2. Определение кривой профиля фрезы
как огибающей последовательных положений
профиля ................................347

7.3.3. Размеры профиля зубьев в нормальном
сечении ....................................351

7.4. Червячные фрезы для зубчатых колес
с зацеплением Новикова ..................... 352

7.4.1. Аналитическое определение профиля режущей
кромки червячной фрезы .....................353

7.4.2. Радиус начальной окружности..........362

Литература......................................366
8. ИНСТРУМЕНТАЛЬНОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ
АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОИЗВОДСТВА................368

8.1. Общие сведения о конструкциях вспомогательного
инструмента.....................................369

8.2. Вспомогательный инструмент для станков с ЧПУ
токарной группы ................................372

8.3. Вспомогательный инструмент для станков с ЧПУ
сверлильно-расточной и фрезерной групп..........377

8.4. Оценка точности и жесткости крепления
инструмента.....................................379

8.4.1. Теоретические основы для совершенствования
вспомогательного инструмента................379

8.4.2. Расчет точности позиционирования
инструментальных блоков ....................384

8.4.3. Расчет податливости инструментальных
блоков ....................................389

8.4.4. Пример комплексного расчета
вспомогательного инструмента в сборе ......394

Литература......................................398
Серия «Высшее образование

Анатолий Андреевич Рыжкин,
Константин Григорьевич Шучев,
Александр Георгиевич Схиртладзе,
Анатолий Иванович Боков,
Мухарбий Магомедович Алиев

РЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ

Учебное пособие

Ответственный редактор Е. Алексеева
Технический редактор Л. Багрянцева
Художник А. Вартанов
Корректоры М. Лепехина, Е. Кожевникова

Подписано в печать 10.02.09.

Формат 84x108/32. Бум. офсетная.

Гарнитура СО Тппез. Печать офсетная. Усл. п. л. 21,84.

Тираж 2500 экз. Зак. № 112

ООО «Феникс»

344082, г. Ростов-на-Дону, пер. Халтуринский, 80

Отпечатано с готовых диапозитивов в ЗАО «Книга»
344019, г. Ростов-на-Дону, ул. Советская, 57

Качество печати соответствует предоставленным диапозитивам.
15ВМ 978-5-222-15232-4

9785222 152324