М Министеррство обр разовани ия и наукки Росси ийской Ф Федерац ции Федераальное гоосударсттвенное ббюджетн ное образзовательнное учрееждение высшего професссиональн ного обр разованиия у итет «Влладимирский госсударстввенный универси имени А Александ дра Григгорьевичча и Нико олая Гри игорьевичча Столеетовых» ФРЕ ЕЗЕР РНЫЙ Й ИН НСТР РУМЕ ЕНТ Учеббное поссобие Допущ щено Учеебно-мет тодическким объед динением м вузов поо образовванию в облаасти авт томатизированноого маши иностроеения (УМ МО АМ) в качествве учебноого пособ бия для ст туденто ов высшихх учебны ых заведений, оббучающиихся по направленнию подготовки «Констру « рукторскотехннологичееское обеспечениее машино остроительных ппроизводсств» Влаадимир 2014 2 УДК 621.9.02(075.8) ББК 34.63.5я73 Ф86 Авторы: В. В. Морозов, С. Н. Григорьев, А. Г. Схиртладзе, И. В. Шинаков, Е. А. Новикова Рецензенты: Доктор технических наук зав. кафедрой «Автоматизированные системы обработки информации и управления» Московского государственного технологического университета «СТАНКИН» Т. Г. Гришина Заместитель директора по производству ООО «Вектор», г. Владимир С. О. Худяков Печатается по решению редакционно-издательского совета ВлГУ Фрезерный инструмент : учеб. пособие / В. В. Морозов [и др.] ; Ф86 Владим. гос. ун-т им. А. Г. и Н. Г. Столетовых. – Владимир : Изд-во ВлГУ, 2014. − 214 с. – ISBN 978-5-9984-0480-1. Изложены основные сведения о фрезерном инструменте. Рассмотрены классификация, инструментальные материалы для оснащения фрез, геометрические и конструктивные параметры фрезерного инструмента. Уделено особое внимание методам расчета и конструирования фасонных фрез. Приведены подробные сведения о фрезерном инструменте сборной конструкции. Для заданных условий обработки представлены примеры расчета фрез. Предназначено для студентов машиностроительных направлений высшего профессионального образования, аспирантов и инженернотехнических работников промышленных предприятий. Рекомендовано для формирования профессиональных компетенций в соответствии с ФГОС 3-го поколения. Ил. 123. Табл. 49. Библиогр.: 51 назв. УДК 621.9.02(075.8) ББК 34.63.5я73 ISBN 978-5-9984-0480-1 © ВлГУ, 2014 2 ОГЛАВЛЕНИЕ ПРЕДИСЛОВИЕ ..................................................................................... 5 Глава 1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ РЕЗАНИЕМ 1.1. Материалы, обрабатываемые резанием .......................... 7 1.2. Фрезерование. Основные сведения и понятия ............. 12 Глава 2. КЛАССИФИКАЦИЯ ФРЕЗЕРНОГО ИНСТРУМЕНТА 2.1. Область применения и типы фрез ................................. 22 2.2. Способы закрепления фрез .......... ................................. 23 Глава 3. ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ 3.1. Требования к инструментальным материалам ............. 31 3.2. Марки инструментальных материалов и рекомендации по их выбору для оснащения фрез .... 32 Глава 4. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗЕРНОГО ИНСТРУМЕНТА 4.1. Главный задний угол α ................................................... 49 4.2. Задний угол α на вспомогательной режущей кромке ..... 52 4.3. Передний угол γ .............................................................. 52 4.4. Главный угол в плане φ.................................................. 58 4.5. Угол наклона режущей кромки λ................................... 65 Глава 5. КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗ 5.1. Диаметр фрезы ................................................................ 68 5.2. Расчет параметров крепежной части ............................. 74 5.3. Расчет числа зубьев. Определение размеров и формы зуба ............................. … ................................. 82 5.4. Конструирование наборов фрез ..................................... 91 3 Глава 6. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ФРЕЗ 6.1. Особенности конструкции фасонных фрез .................. 96 6.2. Угловое затылование фасонных фрез ......................... 106 6.3. Заточка фасонных фрез ................................................ 127 6.4. Износ и стойкость фасонных фрез .............................. 131 Глава 7. ФРЕЗЕРНЫЙ ИНСТРУМЕНТ СБОРНОЙ КОНСТРУКЦИИ 7.1. Классификация фрезерного инструмента сборной конструкции................................................................... 141 7.2. Фрезерный инструмент с механическим креплением ножей......................................................... 142 7.3. Фрезы с механическим креплением СМП .................. 157 7.4. Прогрессивные конструкции торцевых фрез с механическим креплением СМП .............................. 162 7.5. Фрезы, оснащенные режущими элементами из ПСТМ ........................................................................ 166 Глава 8. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ФРЕЗ ДЛЯ ЗАДАННЫХ УСЛОВИЙ ОБРАБОТКИ 8.1. Пример расчета дисковой фрезы для заданных условий обработки ....................................................... .180 8.2. Расчет размеров дисковой затылованной фрезы для фрезерования канавки сверла ................................ 187 ЗАКЛЮЧЕНИЕ ................................................................................... 193 ПРИЛОЖЕНИЯ................................................................................... 194 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК ............................................. 209 4 ПРЕДИСЛОВИЕ Перед машиностроением на современном этапе стоят задачи дальнейшего повышения эффективности производства. Развитие рынка и необходимость улучшения качества продукции диктуют производителям использовать новейшую технику, применять прогрессивные технологии в металлообработке. Это предъявляет высокие требования к уровню подготовки инженерных кадров. Целью данного учебного пособия является закрепление и углубление теоретических сведений, полученных студентами при изучении наиболее распространенных видов фрезерного инструмента. Порядок изложения тем имеет логическую последовательность и способствует лучшему усвоению материала. Режущий инструмент, широко применяемый в металлообработке, отличается большим разнообразием. В пособии приведены развернутая классификация фрезерного инструмента по нескольким наиболее важным признакам, а также рекомендации по способу установки и закрепления инструмента в технологическом оборудовании, даны схемы фрезерования различными типами фрез. Одним из факторов, влияющих на эффективность и достижение высокого уровня производительности при применении фрезерного инструмента, является правильный выбор инструментальных материалов для оснащения режущей части. Этой теме в книге отведена отдельная глава, где даны марки инструментальных материалов, описаны их физико-механические свойства и область применения. Особое внимание уделено быстрорежущим сталям, твердым сплавам, минералокерамике, а также сверхтвердым материалам. Приведены рекомендации по выбору инструментальных материалов при различных видах обработки. Добиться повышения производительности труда при работе на фрезерных станках можно при назначении оптимальных геометрических параметров инструмента. Поэтому в пособии достаточно полно 5 изложен теоретический материал о геометрических параметрах режущей части фрез c указанием влияния каждого из параметров на процесс и условия обработки, а также качество обрабатываемых поверхностей. Отдельная глава посвящена конструктивным параметрам фрез, где представлен расчет параметров крепежной части, числа зубьев, описаны способы определения размеров и формы зуба. Особенно следует отметить, что в пособии подробно рассмотрено конструирование наборов фрез для различных условий обработки, а также дано описание фрезерного инструмента сборной конструкции. В завершающей главе приведены примеры расчета фрез для заданных условий обработки. В прил. 1 приведены данные по шероховатости и точности при различных видах обработки. В прил. 2 перечислены марки твердых сплавов, указаны области их применения. В учебном пособии используется терминология, принятая в области резания материалов и инструмента и соответствующая утвержденным ГОСТам. Материалы данной книги помогут студентам высших учебных заведений машиностроительного профиля при выполнении курсовых и дипломных работ по проектированию фрезерного инструмента, а также учащимся системы среднего профессионального образования на практических занятиях при выборе и использовании параметров фрез для различных условий обработки. Содержание учебного пособия отвечает требованиям государственного образовательного стандарта высшего профессионального образования, предъявляемым к уровню подготовки выпускников по специальности «Технология машиностроения». 6 Глава 1 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ РЕЗАНИЕМ 1.1. Материалы, обрабатываемые резанием Сущность технологии изготовления деталей машин и механизмов заключается в воздействии на заготовку различными технологическими способами и методами с целью придания ей соответствующей формы, заданных размеров и качества поверхности. Обработка металлов резанием осуществляется фрезерным инструментом и ведется на соответствующем оборудовании. Детали машин и механизмов изготавливают из конструкционных материалов (металлов). Основными конструкционными материалами являются: ‒ черные металлы (сплавы на основе железа); ‒ цветные металлы (сплавы на основе меди, алюминия, титана и др.). Одной из основных характеристик конструкционных материалов считается обрабатываемость резанием. По обрабатываемости все конструкционные материалы подразделяются на четыре основные группы: 1) легкообрабатываемые (цветные металлы и сплавы на основе меди, алюминия, серые чугуны с НВ < 160); 2) средней обрабатываемости (углеродистые и низколегированные стали, чугуны твердостью НВ < 180); 3) ниже средней обрабатываемости (высоколегированные качественные конструкционные стали, стали мартенситного, мартенситно-ферритного и аустенитно-мартенситного классов, чугуны с НВ 190 − 240); 4) труднообрабатываемые (высоколегированные стали аустенитного класса, жаропрочные и кислотостойкие стали, специальные никелеферритные и никелевые сплавы, титановые и тугоплавкие сплавы). 7 В характеристике конструкционных материалов всегда учитываются такие показатели, как твердость НВ и предел прочности σВ . Между данными показателями установлена следующая зависимость для материалов различных марок: σВ ≈ HB, где К − коэффициент обрабатываемости, т. е. соотношение между твердостью и пределом прочности материала. Значения коэффициента К для некоторых сталей: К = 0,27 − для сталей обыкновенного качества, углеродистых конструкционных качественных сталей; К = 0,31 − для низколегированных сталей; К = 0,41− для высоколегированных сталей. Классификация материалов по группам в зависимости от обрабатываемости приведена в таблице. Выборочная классификация материалов по группам в зависимости от обрабатываемости Марка материала Термическая обработка опт , σВ , МПа НВ Отжиг 150 − 240 − − Закалка и старение ≥350 314 − 370 ≥360 450 − 470 − − 1,0 Без термической обработки (т/о) Отжиг 98 88 − 30 − − 0,8 Без т/о Без т/отжиг Без т/о ≥176 ≥176 245 − 265 − − − − − − Закалка и старение 370 − 400 360 − − − − мм Алюминиевые сплавы Дюралюминий: Д1Т Д1ТПП Д16, Д16Т Д16ТПП Сплавы алюминия с марганцем: АМц АМцМ Сплавы алюминия с магнием: АМг2 АМгЗ АМг5 Сплавы алюминия с магнием, кремнием, медью: АК4-1 АК6 8 2,5 1,1 Марка материала Термическая обработка σВ , МПа НВ Продолжение опт , мм Медь и медные сплавы Гетерогенные сплавы: БрА9ЖЗЛ БрА9Мц2 БрА9Мц2Л БрА10ЖЗМц2 390 100 < 500 <150 > 500 > 115 440 110 530 − 590 130 − 200 БрА10Ж4Р4 БрА10Ж4Н4 JI БрОФ7-2 БрОФ10-1 ЛЖМц59-1-1 ЛС59-1, Л68 Л63 Свинцовистые сплавы при основной гетерогенной структуре: БрО10С10 ЛМц58-2 Сплавы с содержанием свинца более 15%: Бр04Ц4С17 Бр05Ц5С5 − 580 170 640 170 − 220 − 150 − 200 340 – 500 70 − 150 215 – 245 90 440 – 500 300 – 500 300 − 450 − − − − − − − − − − − − 1,0 0,9 1,0 0,8 0,8 1,0 1,0 − − 196 205 65 80 − − 1,3 − − − − 35 − 40 35 − 40 − − 4,0 4,0 Чугуны Серые: СЧ 10 СЧ15 СЧ18 СЧ20 СЧ21 СЧ24 СЧ25 СЧ30 СЧ35 > 100 > 145 > 175 ≥ 200 ≥ 206 ≥ 235 ≥ 245 ≥ 294 ≥ 310 − 9 120 – 140 5,42 − 5,05 1,45 140 – 160 5,05 − 4,74 1,25 180 − 200 4,48 − 4,26 1,00 160 4,74 0,89 100 − 241 − 180 − 250 − 0,83 181 − 255 − 240 − 260 3,91 − 3,76 0,71 Марка материала Термическая σВ , МПа обработка НВ Продолжение опт , мм Углеродистые стали Конструкционные стали (С ≤ 0,6%) обычного качества: Ст0, Ст2, Ст3, Ст4, Ст5, Ст6 Качественные стали: 10, 15, 20, 10Л, 25, 30, 35, 35Л, 40, 45 50, 55, 60 Стали повышенной и высокой обрабатываемости резанием: А12, А15, А15Г, А20, А30, А50 Низколегированные стали: Хромистые: 15Х, 15ХА, 20Х, 35Х, 38ХА, 40Х, 45, 50Х, ШХ15 03Х26Н6Т (ВНС48, ЭК65) 07Х16Н6 (Х16Н6, ЭП288) 09Х15НН8Ю (Х15Н9Ю, ЭИ904) 09Х15Н9Ю − 2,1 77 – 107 6,6 – 5,7 1,8 295 – 590 107 – 138 5,7 – 5,08 1,4 138 – 169 5,08 – 4,62 590 – 1080 169 – 200 4,62 – 4,26 1,1 200 – 223 2,26 – 4,05 1,0 223 – 248 4,05 – 3,85 0,8 248 – 288 3,85 – 3,59 0,68 288 – 317 3,59 – 3,42 0,56 − − 395 – 492 107 – 138 5,7 – 5,08 2,2 492 – 590 138 – 169 5,08 – 4,64 1,68 590 – 690 169 – 200 4,64 – 4,26 1,3 690 – 750 200 – 223 4,26 – 4,05 1,2 750 – 850 223 – 248 4,05 – 3,85 0,96 Легированные стали − 395 – 492 116 – 146 492 – 590 146 – 174 590 – 690 174 – 203 690 – 787 203 – 230 787 – 886 230 – 262 886 – 980 262 – 288 980 – 1080 288 – 317 ≥ 680 ≥ 212 Нормализация Нормализация и отпуск Закалка ≥ 1000 ≥ 285 5,54 – 4,95 4,95 – 4,56 4,56 – 4,23 4,23 – 3,99 3,99 – 3,76 3,76 – 3,58 3,58 – 3,42 ≤ 4,15 1,61 1,1 0,85 0,67 0,53 0,43 0,36 0,8 ≤ 3,6 1,0 700 – 1100 212 – 311 4,15 – 3,45 10 0,9 Продолжение Марка Термическая опт , НВ σВ , МПа материала обработка мм Коррозионно-стойкие, жаростойкие и жаропрочные деформируемые стали Коррозионно-стойкие, Закалка 540 – 610 145 – 175 5,0 – 4,55 1,0 жаростойкие 686 212 4,15 0,9 12Х18Н9(1Х18Н9, Х18Н9,ЭЯ1) 12Х18Н10(Х18Н10) Жаростойкие и жаропрочные деформируемые стали на никелевой основе Закалка ≥ 900 ≥ 262 ≤ 3,75 0,35 ХН28МАБ (Х21Н28В5МЗБАР) Закалка и 882 – 931 262 – 269 3,75 – 3,7 0,35 ХН35ВТ(ЭИ612) старение ХЮ5ВТЮ(ЭИ787) ХН38ВТ(ЭЮ703) Закалка 540 – 750 149 – 223 4,9 – 4,05 0,45 ХН45МВТЮБР − 833 – 980 248 – 285 3,85 – 3,6 0,35 ХН50ВМТЮБ-ВИ (ЭП648-ВИ) ХН50ВМТЮБР-ВД − − 31 – 1029 269 – 302 ХН51ВМТЮКФР (ЭП220) Никелевые: 25Н, 25Н3, 30Н, 40Н − 1000 – 1039 297 – 302 3,53 – 3,5 0,32 Марганцовистые: 15Г, 20Г, 30Г, 40Г, 50Г, 60Г, 65Г, 70Г, 30Г2, 35Г2, 40Г2, 45Г2, 50Г2 ≥ 780 ≥ 229 54,0 0,4 4,0 – 3,5 0,35 395 – 492 116 – 146 5,54 – 4,95 1,83 492 – 590 146 – 174 4,95 – 4,56 1,3 590 – 690 174 – 203 4,56 – 4,23 1,0 690 – 787 203 – 230 4,23 – 3,99 0,83 787 – 886 230 – 260 3,99 – 3,76 0,67 886 – 980 260 – 288 3,76 – 3,58 0,58 395 – 492 160 – 200 4,7 – 4,27 1,4 492 – 590 200 – 233 4,27 – 4,1 1,04 590 – 690 233 – 260 4,1 – 3,8 0,8 690 – 787 260 – 275 3,8 – 3,65 0,67 787 – 886 275 – 286 3,65 – 3,58 0,53 886 – 980 286 – 292 3,58 – 3,55 0,47 980 – 1080 292 – 317 3,55 – 3,4 0,4 1080 – 1176 317 – 345 3,4 – 3,25 0,33 − − 11 Марка материала Хромомарганцевый, хромомарганцевокремнистый: 15ХГ, 20ХГ, 40ХГ, 35ХГ2,1 6ГТЛ, 18ХГТ, 20ХГС, 20ХГСА, 30ХГС, 30ХГСА, 35ХГСА, 35ХГСЛ, 45ХГСЛ Среднелегированные стали: хромоникелевые: 12ХН3, 12ХН3А, 12ХН4, 12ХН4А, 12Х2Н4А, 20Х2Н4, 20Х2Н4А 03Х12Н10МТ Термическая σВ , МПа обработка НВ Окончание опт , мм − 146 – 174 490 – 590 174 – 203 590 – 690 203 – 230 690 – 784 230 – 260 784 – 882 260 – 288 882 – 980 288 – 317 980 – 1080 317 – 245 1080 – 1176 4,95 – 4,56 0,91 4,56 – 4,23 0,70 4,23 – 3,99 0,58 3,99 – 3,76 0,47 3,76 – 3,58 0,41 3,58 – 3,42 0,35 3,42 – 3,28 0,29 − 395 – 492 116 – 146 5,54 – 4,95 1,67 492 – 590 146 – 174 4,95 – 4,56 1,23 590 – 690 174 – 203 4,56 – 4,23 0,95 690 – 787 203 – 230 4,23 – 3,99 0,80 787 – 886 230 – 260 3,99 – 3,76 0,58 886 – 980 260 – 288 3,76 – 3,58 0,55 980 – 1080 288 – 217 3,58 – 3,42 0,47 1080 – 1176 317 – 345 3,42 – 3,28 0,39 Коррозионно-стойкие стали − 970 − 1050 277 − 302 3,65 − 3,5 1,2 1.2. Фрезерование. Основные сведения и понятия Фрезерование (ГОСТ 25761 − 83) − лезвийная обработка с вращательным главным движением резания при постоянном радиусе его траектории, сообщаемым инструменту, и хотя бы одним движением подачи, направленным перпендикулярно оси главного движения резания. Процесс фрезерования основан на сочетании двух одновременно действующих равномерных движений − вращательного и поступательного, которые определяют кинематические схемы резания (рис. 1.1). 12 Принц ципиальн ная кинеематическкая схем ма резани ия (рис. 1.1, а) предуп сматривает врращателььное движ жение во округ горизонталльной осси X и поступ пательноое движеение вдолль оси Y. Y По дан нной схееме фрезеерование прроизводи ится на горизонт г тально-фр резерных х станкахх. При вращав тельноом движ жении во округ веертикальн ной оси Z и пооступательном движеении вдооль оси Y (рис. 1.1, б) фрезеров ф вание прооизводиттся на вертиккально-ф фрезерных х станкахх. При вращатель в ьном двиижении вокруг в наклон нной оси и Z' и посступателььном дви ижении вдоль в осии Y (рис. 1.1, в) фрезеррование осущесттвляется на агреегатных станках, станках х типа «обраабатываю ющий цен нтр» и ууниверсальных вертикалььно-фрезерных станкаах с возм можным поворото п ом фрезерной гол ловки. В Во всех случаях с вращател в льное дввижение, выполня няемое ин нструментоом, считаается глаавным, а поступ пательное движенние заго отовки являеттся движ жением по одачи. а) б) в) Рис. 1.1. Принципиа Р П альные кин нематичесские схемы ы при и фрезероввании инсттрументом м: а − с гор ризонталььной оссью вращеения; б − с вертикал льной осью ю вращениия; в − с наклонной н й осью враащения; D r − направ вление глаавного движени ия; D s − нааправление движени ия подачи О Основныее элемен нты и ххарактер еристики и резани ия (в со оответствии с ГОСТ Т 25762 − 83) (ри ис. 1.2, 1.3). Главвное движ жение реезания −п прямолин нейное поступате п ельное или и вращ щательноее движен ние заготовкки или режущегго инстррумента, происхо одящее с наибольшей скоростью в процессе резания. р С Скорость главно ого движ жения резания р v − скоростьь рассматри иваемой точки реж жущей крромки ил ли заготов вки в главвном дви ижении резани ия. Д Движениее подачи − пррямолинеейное по оступателльное ил ли вращателльное дви ижение режущего р о инстру умента ил ли заготоовки, ско орость которого менььше скор рости гллавного движени ия резаниия, пред дназна13 ченноое для тоого, чтобы ы распроостранитть отделеение слояя материала на всю обрабатывваемую поверхно п ость. Рис. 1.22. Элементты движен ний при пеериферийн ном фрезееровании: а − встрречное; б − попутноее; 1,2 − нааправлениее скоростеей результирую ющего и гл лавного дввижений соответственно; 3 − ррабочая плооскость; 4 − рассматтриваемая точка реж жущей кроомки; правлениее скорости и движенияя подачи 5 − нап Рис. 1.3. Поверхнос Р П сть резанияя (1) и пов верхность главного движенияя (2) при фрезерован ф нии: Dr − нааправлени ие главногоо движени ия; Ds − нааправлениие движ жения под дачи С Скоростьь движен ния подачи − скорость с рассматтриваемо ой точки реж жущей крромки в движени д ии подачи и. Э Элементы лезвий й фрезерн ного инсструмент та. Лезввия фрезеерного инструмента имеют и сл ледующие поверххности кромки к (ррис. 1.4, 1.5). П Передняя поверхно ость лезвиия − поверхнос п сть лезвиия инстру умента, контакктирующ щая в проц цессе резаания со срезаемым с м слоем и стружко ой. Заадняя пооверхност ть лезвияя ∝ − по оверхность лезвияя инструмента, контакктирующ щая в про оцессе реезания с поверхно п остями зааготовки. 14 Р Режущая кромка К − кром мка лезви ия инструмента, ообразуем мая пересечеением пеередней и задней п поверхно остей лезвия. Ри ис. 1.4. Гееометричееские элем менты ы цилинд дрической и торцеевой фррез: 1 − передняя поверхноость леезвия; 2 − главн ная режуущая крромка; 3 − главная задняя повеерхность лезвия; 4 − верш шина леезвия; 5 − вспомогательная ззадняяя поверрхность лезвия; л 6 − всспомогательная реж жущая кром мка Рис. Р 1.5. Геометричческие эл лементы м ко онцевой и углово ой фрез: ф 1 − передняя п пповерхноссть лезвия; л 2 − главнаая режущ щая кромка; к 3 − главнаяя задняя поп верхность в лезвия; 4 − вершина лезвия; л 5 − вспом могательн ная режущая р кромка к Гл Главная режущая р я кромка К − часть режущ щей кром мки, фор рмирующая бóльшую ю сторон ну сечени ия срезаеемого сло оя. В Вспомогат тельная режущаая кромкка К' − часть реж жущей кр ромки, форми ирующаяя меньшу ую сторону сечен ния срезаемого сллоя. Гл Главная задняя по оверхност ть A∝ − задняя поверхнос п сть лезви ия инструм мента, при имыкающ щая к глаавной реж жущей кр ромке. В Вспомогат тельная задняя поверхно ость A∝ − задняяя поверх хность инструмента, примыка п ающая к ввспомогаательной й режущеей кромке. В Вершина лезвия л − участокк режущеей кромк ки в местте пересеечения двух ззадних пооверхносстей. Угглы лезви ий фрезеерного ин нструмен нта имею ют следуующие об бозначенияя (рис. 1.66, 1.7). Пер ередний угол у γ − угол в сеекущей плоскост п ти междуу переднеей поверхностью леезвия и основной плоскосстью. Ноормальны ый передн ний угол γн − переедний уггол в норрмальной й секущей п плоскости и. 15 Глаавный пеередний угол у γ−п передний й угол в главной г секущей й плоскости. а) б) Ри ис. 1.6. Углы торцеввой фрезы со вставн ными зубьяями: а – внешни ий вид зуб ба; б – видд на зуб в статическ кой систем ме координ нат Рис. 1.7. Углы торцевой т ф фрезы со см менными многогранн м нными инами (СМ МП) типа S в кинемати ической си истеме кооординат пласти И Инструмеентальны ый главнный переедний уго ол γ − уугол в ин нструментаальной гллавной секущей с плоскости межд ду переднней повеерхностью ллезвия и инструм ментальноой основвной плосскостью. 16 С Статичесский гла авный пеередний угол γс − угол в статич ческой главноой секущ щей плосскости меежду пер редней поверхно п остью леззвия и статичческой оссновной плоскосттью. К Кинематиический главныйй передний уго ол γ − угол в кинематтической главной секущей й плоско ости межд ду переддней повеерхностью ллезвия и кинематтической основно ой плоско остью. Р Рабочий кинемати к ический ппередний й угол γ − угол в секущей й плоскости схода сттружки между м пеередней поверхно п остью леззвия и ки инематическкой осноовной пло оскостью ю. Заадний уггол ∝ − уггол в секкущей пл лоскости между ззадней поверхностью ю лезвияя и плоск костью реезания. Н Нормальнный задни ий угол ∝ − задний угол в нормалльной секущей плосккости. Гл Главный заадний уго ол ∝и − заддний угол л в главно ой секущ щей плоскости. И Инструмеентальны ый главнный задни ий угол ∝ − уголл в инстр рументальноой главн ной секущ щей плосскости меежду задней повеерхностью лезвия и инструм ментально ой плоскостью реезания. С Статичесский главвный заддний уголл ∝ − уго ол в статтической й главной сеекущей плоскост п ти лезвияя между задней поверхно п остью и статической й плоскоостью реззания. К Кинематиический главный г ззадний угол у ∝ − угол у в киинематич ческой главноой секущ щей плоскости меежду задней повеерхностью ю лезвияя и кинематтической плоскосттью резаания. П Параметрры срезаеемого слоя. Рассм матриваю ют следую ющие элеементы и хараактеристи ики срезаеемого слооя и стру ужки при фрезероввании. С Сечение срезаемог с го слоя − фигураа, образов ванная ппри рассеечении слоя м материалла заготоввки, отдееляемого о лезвием м за один цикл глаавного движеения резаания осно овной пллоскостью ю (рис. 1.8). а) б) Рис. 1.8. Сечение срезаемог с го слоя при и фрезеров вании: а − цилинй; б − торц цевой фреззой; 1, 2 − обрабаты ываемая дрическкой фрезой и обработтанная повверхности 17 П Площадь срезаемо ого слоя f − площадь сечен ния срезааемого сл лоя. Т Толщина срезаемо с ого слоя a − длин на нормал ли к повеерхности и резания, п проведен нной чер рез рассм матриваеемую точку реж жущей кр ромки, ограни иченная сечением м срезаем мого слояя. Ш Ширина срезаемо с го слоя b − длина сторон ны сечениия срезаеемого слоя, образоваанной по оверхносттью резаания; а и b − физиические параметры ы срезаем мого слояя. С Схемы фррезерован ния разли ичными видами фрез преедставлен ны на рис. 1.9 − 1.12. Рис. 1 .9. Схемы ы фрезероввания: а − тторцевых поверхностей на прроход торц цевыми фрезам ми; б − плооскостей цилиндрич ц ческой фр резой; в − плоскостеей и уступ пов торцевой ф фрезой; г − торцевы ых поверхн ностей концевой фр резой; д − фасок угл ловыми фрезам ми; е − угловых повверхностеей торцевы ыми фрезаами; ж − ступенчаттых поверхноостей двуххсторонними дисковвыми фреззами; з − полукругл п лых пазов выпуклыми ф фасонными и фрезами и; и − пазоов типа «л ласточкин хвост» углловыми фрезами; к − наббором фреез; л − шпоночных п пазов шпо оночными фрезами;; м − Т-об бразных пазов ггрибковым ми фрезам ми; D r − нааправлени ие главного о движениия; В – ши ирина фррезерования; t − гл лубина реззания; Ds − направлеение движеения подаачи 18 Ри ис. 1.10. С Схемы фр резеровани ия: a − на продолльно-фрезеерном стан нке; б − на каруселльно-фреззерном стаанке: 1 − стол; 2 − заготоовка; 3 − фреза; ф 4 − фрезерная ф я головка; I − зона ззагрузки, II I − зона об бработки 19 Рис. 1.11. Схеемы фрезеерования дисковыми д и фрезамии с П: а − диссковой фррезой; б − пазовой фрезой; в − СМП трехссторонней й фрезой; г − двойн ной комби инированнной фрезоой с втулк кой; д − ттройной комбиниро ованной фррезой с втулками и; е − двоойной ком мбинирован нной фреззой без втулки; в ж − симметрричной дввойной ком мбинироваанной фрезой дл ля специаальных пр рофилей; з − тройнной бинированной фрезоой без вту улки; и − трехстороонкомб ней фрезой с зачистны ым ножом; к – симм метричной бинирован нной фасон нной фреззой комб 20 22121450vv.fm Pagee 20 Weddnesday, December D r 22, 20100 3:02 PM M 2121450 0v.fm Page e 21 Wedn nesday, December D 22, 2010 0 3:02 PM Рис. 1.112. Фрезер рование наа вертикал льно-фрезеерных станнках фрезами и с СМП П: а − чеерновая обработка о ; б − чиистовая/проофильная обработкаа; в − фр резеровани ие алюмин иния; 1 − торц цевое торц цевыми ф фрезами; 2 − торцево ое и профиильное; 3 − пазов, усступов, оссвобожден ний, контур рная обрааботка; 4 − уступов у и ступенчаттых повер рхностей; 5 – пазов дисковвыми фрезами 21 Глава 2 КЛАССИФИКАЦИЯ ФРЕЗЕРНОГО ИНСТРУМЕНТА 2.1. Область применения и типы фрез Фреза − многолезвийный режущий инструмент для обработки с вращательным главным движением резания без возможности изменения радиуса траектории этого движения подачи. Фрезерный инструмент является одним из самых распространенных инструментов в области металлообработки. Фрезы классифицируют следующим образом: 1. По технологическому признаку − для обработки горизонтальных, вертикальных и наклонных поверхностей; ступенчатых поверхностей; пазов; шлицев; фасонных поверхностей различных профилей с прямолинейными или криволинейными образующими; узких и глубоких прорезей; для разрезки материалов; нарезания резьбы; нарезания зубьев. 2. По форме зубьев − острозаточенные (одноугловые; с ломаной спинкой; с параболической формой; с выступающей ленточкой); затылованные. 3. По расположению зубьев относительно оси фрезы − цилиндрические (с зубьями, расположенными по поверхности цилиндра); угловые (с зубьями, расположенными на корпусе); торцевые (с зубьями, расположенными в плоскости, перпендикулярной к оси фрезы); фасонные (с зубьями, расположенными на поверхности криволинейной образующей). 4. По профилю зубьев − резьбонарезные; зубонарезные (дисковые, пальцевые); червячные зуборезные; канавочные (для стружечных канавок инструментов). 5. По конструкции инструмента − цельные (зубья выполнены за одно целое с корпусом); составные, состоящие из двух одинаковых частей (например пазовые) или двух половинок и прокладки между ними для восстановления первоначальной длины после износа; наборы или комплекты фрез для одновременной обработки нескольких поверхностей; сборные (с напаянными пластинами, с механическим 22 креплением пластин под последующую с механическим креплением специальным механическим приспособлением (СМП)). 6. По способу крепления на станке − насадные (с цилиндрическим или коническим отверстием); концевые (с цилиндрическим или коническим хвостовиком). 2.2. Способы закрепления фрез Для насадного инструмента, закрепляемого на оправках или посадочных концах шпинделей станков, диаметр фрез принимается от 40 мм и более. Для концевых фрез диаметр хвостовиков не должен превышать 80 мм. Наружный диаметр фрез (диаметр рабочей части) должен соответствовать стандартному ряду (ГОСТ 29116 − 91) (табл. 2.1). Диаметр отверстий под оправки у насадных фрез с цилиндрическими и коническими отверстиями соответствует стандартному ряду (ГОСТ 9472 − 90) (табл. 2.2). Различные способы закрепления фрез представлены на рис. 2.1 − 2.19. Таблица 2.1 Наружный диаметр D фрез, мм Ряд Основной 1,60 2,00 2,50 3,15 4,00 5,00 6,30 Дополнительный 1,80 2,24 2,80 3,55 4,50 5,60 7,10 Основной ряд 40,0 50,0 63,0 80,0 100 125 160 Дополнительный 45,0 56,0 71,0 90,0 112 140 180 Основной 8,00 10,0 2,5 16,0 20,0 25,0 31,5 Дополнительный 9,00 11,2 14,0 18,0 22,4 28,0 35,5 Основной 200 250 3l5 400 500 630 − Дополнительный 224 280 355 450 560 − − 23 Табли ица 2.2 Д Диаметр D посадоочных оттверстий й фрез, мм м Наруж жный диамеетр D 40 50 − 62 62 80 − 1100 100 − 120 125 − 160 160 − 200 250 0 − 630 фрез, м мм Диам метр посаддоч- 16 ногоо отверсти ия d , мм м 22 27 322 40 0 50 5 660 60 0 с выто очками Рис. 2.1. Червяячная фрезза для нареезания зубьевв зубчатых колес Рис. 2.2. Гребенчаттые резьбоонарезныее фрезы: а − цилинддрическая насадная; б − цилиндрическаая концеваая; в − дляя коническких резьб 24 Рис.. 2.3. Нареезание зуббьев зубчаатых колесс: а − дискковой моодульной фрезой; ф б − пальцеввой модульной фреззой Рис. 2.4. Коонцевые фрезы ф с СМ МП: а − двухзубая д с режущ щими кром мками, раасположеннными в перпен ндикулярн ной плосккости; б − трехзуб бая с реж жущими кромкками, расп положенны ыми в пер рпендикулярной плооскости; в − коонцевая сб борная с ввинтовыми и зубьями и для оббработки глубокких пазов;; г − фасон нная для копироваль к ьных рабоот 25 а) б) в) г) Рис. 2 .5. Формаа зубьев фр рез: а − оддноугловаяя; б − парааболическаая; в − с ломаной спинкой й; г − затыл лованная 2121450v.fm Page P 25 Weddnesday, December 22 2, 2010 3:022 PM Рис. 2. 6. Дисковвые насадн ные канаво очные фреезы для фррезерожечных кан навок зенккеров; б − стружечны вания: а − струж ых карток; в − сстружечны ых канавок метчикоов наавок развер Рис. 2.7. Дисковая Р Д онняя фрезза сборнойй трехсторо консструкции со с вставны ыми разнонаправлен нными нож жами 26 Рис. 2.8. 2 Дисковые насаддные полуккруглые фрезы: ф а − выпуклыее; б − вогн нутые Р 2.9. Ди Рис. исковая тррехсторон нняя цельн ная фреза с прям мыми зубььями 2121450v.fm Page P 26 Weedne sday, D Decem- berr 22, 2010 33:02 PM Ри ис. 2.10. Фрезы Ф для фрезероваания: а – Т-образных Т х шп понок; б – сегментных шпоно ок 27 Рис. 2.11. Цилин ндрическаая цельнаяя фреза с винттовыми зу убьями Рис. 2..12. Цилин ндрическаая сборная фреза, оснащеннаяя винтовы ыми ножам ми из тверд дого сплавва Рис. 2.1 13. Цилин ндрическаяя составнаая фреза 28 Ри ис. 2.14. Ци илиндрич еская целььная кукур рузная фрееза Ри ис. 2.15. Шпоночны Ш ые концевы ые фрезы: а − цельнаая с конически к м хвостоввиком; б − со вставными ножаами ическим хвостовико ом и цилиндри Рис. 2.16. Концеваяя цельная фреза с ци илиндричееским хвоостовиком п ззубьями Рис. 2.117. Дисковвая отрезнаая цельнаяя фреза с прямыми 29 Рис. 2.1 18. Дисковвая насадн ная пазоваая фреза Рис. 2.1 19. Торцеввая цельнаая насаднаая фреза 30 Глава 3 ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ 3.1. Требования к инструментальным материалам Производительность обработки резанием, а также высокое качество, обеспечивающее надежность и долговечность изделий, во многом зависят от материала режущей части инструмента (инструментального материала). Для обеспечения качественной высокопроизводительной обработки инструментальные материалы, применяемые при изготовлении режущей части инструментов, должны обладать следующими основными свойствами: ‒ высокой твердостью (в несколько раз превосходящей твердость обрабатываемого материала); ‒ высокой прочностью (прочность характеризуется пределом прочности при изгибе, сжатии и ударной вязкостью); ‒ высокой теплостойкостью (наивысшей температурой, при которой материал сохраняет свою твердость, а инструмент − режущие свойства); ‒ высокой износостойкостью (способностью инструментального материала сопротивляться износу инструмента по его передней и задней поверхностям в процессе резания); ‒ упругостью (высоким сопротивлением малой пластической деформации); ‒ высокой теплопроводностью (способствующей отводу тепла из зоны резания); ‒ технологичностью (к которой относят обрабатываемость, закаливаемость, прокаливаемость, устойчивость против перегрева, окисления, отсутствие склонности к обрабатыванию трещин при пайке, заточке, доводке и т. д.); ‒ экономичностью (достаточно приемлемой стоимостью). Инструментальные материалы, в той или иной степени отвечающие перечисленным требованиям, подразделяются на следующие основные классы: 1) Инструментальные углеродистые и легированные стали. 2) Быстрорежущие стали. 31 3) Твердые сплавы. 4) Режущая минералокерамика. 5) Сверхтвердые инструментальные материалы. Наиболее распространенными инструментальными материалами являются быстрорежущая сталь (66 % инструмента) и твердые сплавы (32 %), из которых изготавливают до 98 % всего объема инструмента. Эти материалы относительно легко поддаются обработке, устойчивы к перегреву, окислению, характеризуются меньшей склонностью к образованию трещин при пайке, сварке, хорошо шлифуются и затачиваются. 3.2. Марки инструментальных материалов и рекомендации по их выбору для оснащения фрез Быстрорежущие стали. Быстрорежущими сталями называются стали с содержанием вольфрама от 5,5 до 19,5 %. Номенклатура как отечественных, так и зарубежных марок инструментальных сталей чрезвычайно велика. Наиболее рациональной считается классификация быстрорежущих сталей по областям их применения. Согласно классификации стандартов ИСО 4957 − 80 быстрорежущие стали подразделяются на две группы (табл. 3.1): 1) Быстрорежущие стали обычной производительности (HSS − High Speed Steel), температура теплостойкости не менее 620 °С, предназначены для обработки обычных конструкционных материалов − сталей ав < 1000 МПа, чугунов НВ 140—180. В этих сталях не содержатся ванадий и кобальт, из-за чего они обладают достаточно высокой прочностью ав < 3000 МПа. 2) Быстрорежущие стали повышенной производительности (HSSE, HSS-C0 (HSS-K)), температура теплостойкости не менее 640 °С, твердость после закалки до 70 HRC. Для этих сталей характерно повышенное содержание карбидообразующих (W − 2М0 > 10%) и легирующих элементов, в частности кобальта больше 5 % и ванадия больше 3 %. Стали этой группы применяют для изготовления инструмента, используемого для обработки труднообрабатываемых материалов. Инструменты из кобальтовых сталей применяют для черновой, обдирочной обработки, а из высокованадиевых сталей − для получистовой и чистовой обработки. 32 Т а б л и ц а 3.1 Основные марки быстрорежущих сталей и область их применения Температура HRC Марки теплостойпосле сталей кости термообТ, °С работки Р18 625 63 − 65 Р12 625 63 − 65 Р9 620 63 − 65 Р6М5 620 64 − 66 Характерные физикомеханические свойства Удовлетворительная прочность, повышенная износостойкость при малых и средних скоростях резания Область применения Все виды режущего инструмента при обработке углеродистых сталей и легированных конструкционных сталей (автоматные резцы, дисковые и концевые фрезы, долбяки, протяжки, прошивки, метчики) Близкие к свойствам В основном инструР18, но более высо- мент для пластичной кие «горячая» пла- деформации, а также стичность, прочдля обработки некотоность и вязкость рых видов коррозионно-стойкой стали Близкие к свойствам Инструменты простой Р18, но обладает конструкции для чистолучшими мехавой и получистовой обническими свойработки конструкционствами ных материалов. Деревообрабатывающий инструмент Повышенная прочВсе виды инструмента ность, повышенная для обработки углеросклонность к обезу- дистых и среднелегироглероживанию ванных сталей с σ ≤ ≤900 − 1000 МПа. и выгоранию моПредпочтительно изголибдена товление резьбообработки инструмента и инструмента, работающего с ударными нагрузками 33 Продолжение табл. 3.1 Марки сталей Темпера- HRC тура теп- после лостойко- термообсти Т, °С работки А11РЗАМФ2 620 63 − 65 Р12ФЗ 630 64 − 67 Р18Ф 620 63 − 66 Р5М5ФЗ 625 65 − 66 Р6М5ФЗ-МП 630 66 − 67 P9K5 (P6K10) 630 64 − 67 Характерные физикоОбласть применения механические свойства Склонность к пере- Для инструмента прогреву, повышенная стой формы при обрасклонность к ботке углеродистых и обезуглерожиконструкционных ставанию лей с прочностью не более 800 МПа Стойкость выше в Инструмент для чисто1,5 − 2,5 раза, чем у вой обработки вязких стали Р12 и Р6М5 аустенитных сталей и при средних скоро- сталей, обладающих абстях резания разивными свойствами Теплостойкость Получистовые и чистохуже по сравнению вые резцы, фрезы дискос вольфрамокобаль- вые двух- и трехсторонтовыми сталями ние машинные развертки для обработки среднелегированных конструкционных сталей Повышенная проч- Для инструментов чиность, вязкость, из- стовой и получистовой носостойкость. По- обработки при обработвышенная склонке углеродистых и легиность к перегреву, рованных конструкциобезуглероживанию онных сталей (фасонные и перегреву резцы, развертки, протяжки, фрезы) − Склонность к перегреву. Повышенная склонность к обезуглероживанию, хрупкость. Повышенная вторичная твердость 34 − Для различных инструментов при обработке коррозионностойких, а также сталей повышенной прочности. Изготовление фрез для черновой обработки, долбяков, инструментов, работающих с ударными нагрузками Продолжение табл. 3.1 Марки сталей ТемпераHRC тура теп- после терлостойкомообсти Т, °С работки Р9К5-МП 630 Р18К5Ф2 610 Р12Ф4К5 600 Р10К5Ф5 640 630 M5K5 630 Характерные физикоОбласть применения механические свойства Высокая прочность Для черновых и полу66 − 68 на изгиб и в 1,5 − 2,5 чистовых инструментов раза более высокая (фрезы, сверла, зенкеры стойкость по срави др.), для обработки нению с аналогичжаростойких и высоконой маркой обычно- прочных сталей, жарого производства стойких сплавов Повышенная втоДля инструментов черричная твердость и новой и получистовой 62 − 65 износостойкость обработки, при обработке высокопрочных, коррозионно-стойких и жаропрочных сталей и сплавов Уступает стали Для изготовления осеР18К5Ф2 в краснового инструмента (свер64 − 67 стойкости и шлила, зенкеры, развертки, фуемости метчики, цековки, зенковки) при чистовой и получистовой обработке большинства марок труднообрабатываемых материалов Повышенная втоТа же, что и для стали ричная твердость и Р18К5Ф2 66 − 68 высокая износостойкость Повышенная втоЯвляется основой для ричная твердость и изготовления осевого 65 − 67 высокая изноинструмента (сверла, состойкость. Позенкеры, развертки, вышенная чувстви- метчики) при черновой тельность к обезуг- и получистовой обралероживанию ботке и обработке легированных, коррозионно-стойких, углеродистых сталей, при повышенных режимах резания 35 Продолжение табл. 3.1 ТемпераHRC Характерные Марки тура тепло- после физикоОбласть применения сталей стойкости термообмеханические Т, °С работки свойства 630 Высокая прочность Для обработки низко- и Р5М5К5МП 630 67 − 68 на изгиб и в 1,5 − среднелегированных 630 2,5 раза более высталей при фасонном сокая стойкость по точении, сверлении, сравнению с анало- зенкеровании, развергичной маркой тывании, фрезеровании, обычного произзубодолблении водства 630 Те же, что для стали Инструменты для обраP9M4K8 630 64 − 67 Р5М5К5 ботки высокопрочных, жаропрочных и коррозионно-стойких сталей и сплавов, а также улучшенной легированной стали. Изготовление фасонных резцов при обработке автоматических сталей со скоростями резания 30 − 50 м/мин Высокая прочность Для черновых и полуP9M; 635 66 − 67 на изгиб и в 1,5 − чистовых инструментов К8МП 2,5 раза более высо- и для обработки жарокая стойкость по прочных сплавов понисравнению с анало- женной обрабатываемогичной маркой сти типа ЖС6-КП обычного производ- (сверла, фрезы, зенкеры ства и др.) Износостойкость. Черновая обработка Склонность к пере- труднообрабатываемых Р12МЗФ2К8 материалов, конструкР6М5Ф2К8 640 64 − 67 греву ционных материалов, при повышенных режимах резания 36 Окончание табл. 3.1 Марки сталей Р10М4ФЗК10 ТемпераHRC тура теппосле лостойтермообкости Т, работки °С Характерные физикомеханические свойства Область применения Повышенная прочность, высокая износостойкость. Повышенная склонность к обезуглероживанию Для изготовления инструментов 1-й про640 68 − 69 стой формы, работающих в условиях невысоких силовых нагрузок, в основном чистовая и получистовая обработки, главным образом на станках с автоматическим циклом, где особо важно сохранение размерной стойкости инструмента Р12МЗК8Ф2640 67 − 69 Высокая прочность Для чистовых и полуМП на изгиб и в 1,5 − чистовых инструмен2,5 раза более вытов для обработки жасокая стойкость по ропрочных сплавов сравнению с анало- типа ВЖЛ-12 гичной маркой обычного производства Р12МЗК5Ф2Высокая прочность Обработка жаропрочМП ных сталей при протя635 67 − 68 на изгиб и в 1,5 − 2,5 раза более выгивании сокая стойкость по сравнению с аналогичной маркой обычного производства B7K25 Плохо обрабатыДля точения, фрезерования, строгания трудB14M7K25 700 − 725 68 − 69 ваются резанием. Высокая вторичная нообрабатываемых маB11M7K23 твердость, хорошая териалов прокаливаемость В соответствии с ГОСТ 19265 − 73 (в ред. 1991 г.) быстрорежущие стали подразделяются на три основные группы. 37 1. Быстрорежущие стали нормальной производительности (что соответствует HSS) предназначены для изготовления инструмента, обрабатывающего в основном конструкционные стали с твердостью до 280 НВ, ферритно-перлитные чугуны и цветные металлы и сплавы. 2. Быстрорежущие стали повышенной производительности предназначены для изготовления инструмента, обрабатывающего конструкционные стали и перлитные чугуны с твердостью более 280 НВ; характеризуются увеличенным содержанием углерода, ванадия и кобальта. 3. Быстрорежущие стали высокой производительности − температура теплостойкости 680 − 725 °С − характеризуются пониженным содержанием углерода, но весьма большим количеством легирующих элементов, за счет чего твердость достигает 68 − 72 HRC. Наиболее рациональная область применения − резание труднообрабатываемых материалов и титановых сплавов. Перспективным направлением в повышении качества быстрорежущих сталей считается их получение методами порошковой металлургии. Стали Р6М5К5-П (П − порошковая), Р9М4К8-П, Р12МЗФЗК10-П и другие имеют однородную и мелкозернистую структуру, хорошо шлифуются, меньше деформируются при термообработке, отличаются стабильностью эксплуатационных свойств. Их стойкость возрастает в 1,5 − 2 раза. Наряду с порошковыми быстрорежущими сталями хорошо зарекомендовали себя так называемые карбидостали с содержанием до 20 % TiC, которые по своим характеристикам занимают промежуточное место между быстрорежущими сталями и твердыми сплавами. Твердые сплавы. Твердые сплавы представляют собой конгломерат мельчайших зерен карбидов тугоплавких металлов, связанных металлическим кобальтом и никелем. Массовая доля карбидов в твердых сплавах на кобальтовой основе составляет 75 – 97 %, на никелевой основе – 61 – 79 %. Теплостойкость твердых сплавов различных марок составляет 800 − 1000 °С, твердость не менее 87 − 92 HRA. По способу получения твердые сплавы подразделяются на литейные и полученные методом спекания. Литейные твердые сплавы для изготовления режущих инструментов не применяются. 38 В зависимости от обрабатываемого материала и характера обработки (видов образующейся стружки) твердые сплавы согласно классификации стандартов ИСО подразделяются на шесть групп по областям применения (Р, М, К, N, S, Н) (табл. 3.2). Т а б л и ц а 3.2 Классификация и применение твердых сплавов (согласно стандартам ИСО) Группа Маркировка Основная область применения Р Синий Углеродистая и легированная сталь и стальное литье (материал, дающий сливную стружку). Шарикоподшипниковая и марганцевая сталь М Желтый Нержавеющая сталь. Мартенситно-ферритная сталь. Теплостойкая сталь. Литье из аустенитных сталей К Красный Ковкий ферритный, ковкий перлитный чугуны. Серый чугун НВ 140 − 280. Высокопрочный чугун N Зеленый Алюминиевые сплавы без термообработки. Силумины. Медь и медные сплавы (латунь, бронза) S Коричневый H Серый Титановые сплавы. Жаропрочные литейные сплавы на основе никеля и кобальта Закаленные инструментальные углеродистые стали. Высокопрочные закаленные стали (легирующие элементы > 5 %). Жаростойкий чугун (ГОСТ 7769 − 82). Жаропрочный чугун Группы резания, в свою очередь, подразделяются на группы применения, которые обозначаются буквой (группа резания) и числовым индексом (группа применения). Чем выше число индекса в обозначении групп применения, тем ниже износостойкость твердого сплава и допустимые скорость резания и толщина среза (подача и глубина резания). В зависимости от состава карбидной фазы и связки обозначение твердых сплавов включает буквы, характеризующие карбидообразующие элементы (В − вольфрам, Т − титан, вторая буква Т − тантал) и связки (К − кобальт). Массовая доля карбидообразующих элементов в однокарбидных сплавах, содержащих только карбид вольфрама, определяется разностью между 100 % и массовой долей связки. В со39 ответствии с ГОСТ 3882-74 вольфрамовые твердые сплавы подразделяются на три группы: однокарбидные (вольфрамовые ВК), двухкарбидные (титановольфрамовые ТК) и трехкарбидные (титанотанталовольфрамовые ТТК). Основные марки и физико-механические свойства твердых сплавов приведены в табл. 3.3. Минералокерамика. Минералокерамические инструментальные материалы обладают высокой твердостью, тепло- и износостойкостью. Их основой является глинозем А1203 (белая тонкая керамика, содержащая 99,7 % А1203) или смесь окиси алюминия и карбидов титана (А1203 + TiC) − черная карбидооксидная керамика. На основе алюмооксидной керамики разработан новый материал ОНТ-20 (кортинит), имеющий мелкозернистую структуру. К этой группе относится и материал силинит-Р (смешанная керамика на основе нитрида кремния Si3W4) (табл. 3.4). Сверхтвердые материалы. Синтетические сверхтвердые инструментальные материалы обладают высокой износостойкостью, твердостью. В технологии получения сверхтвердых инструментальных материалов выделяют: ‒ синтез из гексагонального нитрида бора − композит 01 (эльбор-Р) и композит 02 (белбор); ‒ синтез из вюртцитоподобной модификации нитрида бора − композит 10 (гексонит-Р) и композит 09; ‒ спекание из порошков кубического нитрида бора с легирующими добавками − композиты 05 и 06. Наибольшее распространение имеют резцы и фрезы, оснащенные режущими пластинками из композитов 01 и 10. Спекание кубического нитрида бора с жаропрочными связующими веществами позволило получить новый поликристаллический материал киборит, предназначенный для точения жаропрочных сталей и сплавов на никелевой основе на высоких скоростях резания (300 − 450 м/мин). Также следует назвать: − томал 10 − крупные двухслойные поликристаллы, получаемые спеканием зерен кубического нитрида бора со связующим веществом; − карбонадо (АСПК) − цельные и двухслойные поликристаллы, получаемые синтезом или спеканием зерен синтетических алмазов со связующим веществом. 40 Т а б л и ц а 3.3 Основные марки твердых сплавов Марки твердых сплавов ISO CMC код Р Обрабатываемый материал Характеристика Марка HB Сплавы без покрытия при фрезеровании Углеродистая сталь РМ30 (Р20-I) – 01.1 С = 0,1 − 0,25 % 08кп; 10; 09Г2; 125 сплав удачной А12; 15; 20; cтойкости, приА20;14Г2; СтЗ меняется для 01.2 С = 0,25 − 0,55 % 30; 35; 40; 45; 150 новой обработки 50; 55; скоростями АЗО; А40Г р< на зуб. 01.3 С = 0,55 − 0,80 % 60; У7А; У8А 170 Легированная сталь В состоянии 20Х; ЗОХ; 180 поставки 40Х; 40ХН; 02.1 ЗОХГСА; 38ХС; 18ХГТ; 40ХФА; 12ХНЗА; 55ГС; 20Х2Н4А; 38Х2Н2МА; 38Х2МЮА; 20ХГНР; 20ХЗВМФ; 34XH3M; 60С2Н2А 02.12 Подшипниковая ШХ4; ШХ15; 180 ШХ15ГС 02.2 После закалки и См. CMC 02.1 275 − 350 РТ40 (Р35 − Р45) − отпуска и 02.12 сплав используется для чернового Высоколегированная сталь (легир. эл. > 5%) фрезерования по 03.11 Отожженная 7ХФ; ЭХС; 200 корке, обработки ХВГ; 5ХНМ; прерывистых поР6М5 верхностей и других неблагоприятных условий. Допускает самые большие подачи на зуб при низких скоростях резания 41 Продолжение табл.3.3 Марки твердых сплавов ISO Р Обрабатываемый материал CMC код Характеристика Марка HB 03.21 Закаленная инструментальная Стальное литье 350 06.1 Нелегированное 180 06.2 Низколегированное (< 5 %) 06.3 Высоколегированное (> 5 %) Марганцовистая и броневая сталь 06.33 05.11 M 05.12 05.21 05.22 20П; 35Л; 55Л; У8Л 35ГЛ; 35ХГСЛ; 20Х5ТЛ 5Х14НДЛ; 10Х13Л Г1З; Г13П Нержавеющая сталь Мартенситная / 12X13; 20X13; ферритная 40X13; 15Х25Т Теплостойкая / дисперсионно11Х11Н2В2М твердая Ф; Х5Н12КЗМ7Т Аустенитная 12Х18Н10Т; 10Х14Г14Н4Т Литье из 30X24 Н12СЛ аустенитных сталей 42 200 225 250 200 330 180 300 Сплавы без покрытия при фрезеровании РТ40 (Р35 − Р45) − сплав используется для чернового фрезерования по корке, обработки прерывистых поверхностей и других неблагоприятных условий. Допускает самые большие подачи на зуб при низких скоростях резания РМЗО (М10 − М25) − износостойкий сплав для получистового и чернового фрезерования с умеренными подачами на зуб и при средних скоростях резания. РТ40 (М30 − М40) − высокопрочный сплав для чернового фрезерования нержавеющих сталей. Для чернового фрезерования по корке, обработки прерывистых поверхностей. Допускает самые большие подачи на зуб при низких скоростях резания Продолжение табл.3.3 Марки твердых Обрабатываемый материал Сплавы без покрытия сплавов при фрезеровании ISO CMC код Характеристика Марка HB ТК10 (К05 − К15) − Чугун для чистового фрезеКовкий КЧ37 − 15; 37.1 130 рования чугуна при ферритный КЧ35 − 10 высоких скоростях и Ковкий КЧ55 − 4; 37.2 230 малых подачах. Осперлитный КЧ50 − 5 новная область приK Серый СЧ10; 38. 1 180 менения − зачистные ферритный СЧ15; пластины. Обладает СЧ18 высокой износосСЧ20; СЧ25; тойкостью. Пригоден 38.2 Серый перлитный СЧ35; 280 для обработки цветСЧ40; СЧ45 ных металлов. ТК20 (К15 − КЗО) − униВЧ35; версальный сплав с Высокопрочный 39.1 ВЧ40; 160 высокой стойкостью ферритный ВЧ45 к абразивному износу для фрезерования чугуна при средних и низких скоростях резания с большими поВысокопрочный ВЧ50; ВЧ60; 39.2 250 дачами. Пригоден для перлитный ВЧ80; ВЧ100 обработки дерева и пластмасс ТК20 (N10 − N20) − Алюминиевые сплавы 30.11 Деформируемые АМГ2; Д16; 60 основная марка твердого сплава для обрабез термоД1; В95; АК4 ботки алюминиевых обработки сплавов, меди и мед30.12 Закаленные и со- См. CMC 30.11 100 ных сплавов. Обеспестаренные чивает острые режу30.21 Литейные, без АЛЗ; АЛ22 75 щие кромки. термообработки ТК25 (N15 − N25) − 30.22 Закаленные и со- См. CMC 30.21 90 мелкозернистый старенные сплав для обработки М 30.3 Алюминий техниАД0; АД1 60 алюминиевых сплачески чистый вов, обеспечивает 30.41 Силумины АЛ2; АЛ4; 130 очень острые режуSi = 13 − 15 % АЛ9; АЛ34 щие кромки 43 Продолжение табл.3.3 Марки твердых Сплавы Обрабатываемый материал сплавов без покрытия при фрезеровании ISO CMC код Характеристика Марка HB Медь и сплавы на ее основе 33.1 Латунь ЛС63-1; 110 М ЛС59-1; ЛК80-3; ЛАНКМц75 33.2 Бронзы и латуни Л96; Л80; Л63; 90 Л070-1; ЛАН593-3 33.3 Чистая медь М00к, М16 500 ТК20 (S15 − S25) − Титановые сплавы 23.12 Титан техниче- ВТ1-00; ВТ1-0 400 марка сплава с хорошей прочностью и ски чистый 23.21 ∝-титановые ВТ5; ВТ5-1; ОТ4 900 стойкостью к абразивному износу. Для сплавы 23.22 ∝ +β-титановые ВТ6; ВТ20; ВТ14 1050 обработки на средних скоростях резасплавы ния и подачах. Жаропрочные сплавы 20.12 На основе железа ХН32Т; 280 ТК25 (S25 − S35) − мелкозернистый ХН35ВТЮ; сплав с хорошей со36НХТЮ S 20.24 На основе нике- ХН67ВМТЮЛ; 320 противляемостью образованию протоля, литейные ХН70МВТЮ 20.33 На основе ко- ХН55ВТФКЮ; 320 чин и стойкостью к термическим ударам. бальта, литейные ХН62МВКЮ; Рекомендуется для ХН56ВМКЮ фрезерования материалов, применяемых в аэрокосмической промышленности, в том числе титановых сплавов ТК10 (Н05 − Н15) − Материалы высокой твердости очень твердый и из04.1 Заказная См. СМС 45 − 50 носостойкий сплав сталь 01.3 − 03.21 для чистового фрезеH рования отбеленного чугуна в хороших условиях 44 Окончание табл.3.3 Марки твердых Обрабатываемый материал сплавов ISO CMC код Характеристика Марка HB 04.1 Заказная сталь См. СМС 45 − 50 01.3 − 03.21 H Сплавы без покрытия при фрезеровании ТК20 (Н10 − Н20) − сплав для обработки закаленных сталей и отбеленного чугуна на средних скоростях резания и в неблагоприятных условиях 0v.fm Page 46 Wednesday, December 22, 2010 3:02 P Т а б л и ц а 3.4 Минералокерамические материалы Марка ВОК-60 ВОК-71 ВОК-95 ОНТ-20 (кортинит) Силинит-Р Характеристика Смешанная оксидно-карбидная керамика А1203 + TiC − Двухслойные пластины Смешанная оксидно-нитридная керамика А1203 + TiN Смешанная керамика на основе нитрида кремния Si3N4 Область применения Получистовое торцевое фрезерование Чистовое, получистовое и предварительное фрезерование нетермообработанных и закаленных сталей и чугунов Получистовое и предварительное фрезерование чугунов, в том числе по корке В табл. 3.5 приведены области применения сверхтвердых материалов, а физико-механические свойства отдельных марок − в табл. 3.6. Т а б л и ц а 3.5 Сверхтвердые материалы Марка Композиты 01 и 02 Композиты 05 и 06 Область применения Тонкое и чистовое точение без ударных нагрузок, торцевое фрезерование деталей из закаленных сталей твердостью (HRC 47 − 65), чугунов любой твердости, твердых сплавов группы ВК Чистовое и получистовое точение без ударных нагрузок закаленных сталей (HRC 45 − 62) и чугунов любой твердости, торцевое фрезерование чугунов 45 Окончание табл. 3.5 Марка Композиты 10 и 10Д Киборит Томал-10 Карбонадо (АСПК) Область применения Тонкое, чистовое и получистовое точение с ударом и без удара, торцевое фрезерование закаленных сталей и чугунов любой твердости, твердых сплавов группы ВК Точение жаропрочных сплавов на никелевой основе Получистовое и предварительное точение и фрезерование деталей из чугунов, в том числе по корке, а также обработка некоторых марок жаропрочных сплавов на никелевой основе Чистовое, получистовое и предварительное точение и фрезерование алюминиевых и цветных металлов и сплавов, твердых сплавов, композиционных неметаллических и древесностружечных материалов Т а б л и ц а 3.6 Физико-механические свойства минералокерамических и сверхтвердых инструментальных материалов Марка материала В013* ОНТ-20** Силинит-Р*** 01 и 02 05 и 06 09 10 σи , МПа σсж , МПа , г/см3 HRA или НУ Теплостойкость, °С 400 − 4,50 − 4,70 HRA93 1100 650 − 750 2000 − 2500 4,20 HRA93 1200 650 − 750 2500 3,80 − 4 HRA 94 − 96 1200 **** Композиты 400 − 500 3000 4 НV = 75 000 − 1100 − 1300 80 000 МПа 450 − 500 3500 − HV = 60 000 − − 70 000 МПа 700 − 1000 5000 4,20 HV = 70 000 − 1100 80 000 МПа 700 − 1000 4500 4,50 HV = 60 000 − 1100 65 000 МПа _________________________ * − Условия по ГОСТ 26630 − 85. ** − Условия по ТУ 06-339 − 78. *** − Условия по ТУ 2-036-087 − 82. **** − Сверхтвердые материалы по ТУ 2-035-982 − 85. Выбор инструментальных материалов для оснащения фрез для различных видов обработки можно осуществлять согласно табл. 3.7 − 3.8. 46 Т а б л и ц а 3.7 Рекомендации по выбору инструментальных материалов для оснащения фрез. Твердые сплавы Сплавы Высокомарганцовистые Коррозионно-стойкие и мартенситного класса Коррозионно-стойкие, кислотостойкие, жаростойкие аустенитного и аустенитно-мартенситного классов Закаленные HRCЭ > 50 Углеродистые качественные конструкционные Хромоникелевые, хромомарганцевые, хромоникелемолибденовые, шарикоподшипниковые Вид фрезерования Получистовое Чистовое Черновое Стали ВК6-М ВК10-ОМ; ВК10ВК10-ОМ ХОМ; ВК8 ВК6-М ВК10-ОМ; ВК10ВК10-ОМ ХОМ; ВК8 ВК6-М ВК10-ХОМ ВК8;ВК10-ХОМ; ВК10-ОМ Т30К4 КНТ16; Т15К6; ТТ21К9; ТТ20К9 КНТ16; ТВ4; Т14К8; ТТ20К9; ТТ21К9 — Т14К8; Т5К10; Т4К8 Инструментальные легированные, быстрорежущие, хромоникелевольфрамовые ТВ4; Т5К10 Т5К10; ТТ7К12 Т5К10; ТТ7К12 Сплавы Жаростойкие деформируемые на железо-никелевой и никелевой основах Окалиностойкие и жаропрочные литейные на никелевой основе На титановой основе ВК6-М; ВК-6; ВК10-ХОМ; ВК10-ОМ ВК6-М; ВК6; ВК10-ХОМ ВК6 ВК8 ВК6;ВК8 ВК10-ОМ ВК8; ВК10-ОМ; ВК6; ТТ8К6; ВКЮ-ХОМ ВК10-ХОМ На алюминиевой основе (медь, лаВК6 ВК6-М; ВК6; ТТ8К6 тунь и др.) ВК8 Тугоплавкие на основе вольфрама, ВК6-М; − молибдена, ниобия ВК10-ХОМ Чугуны Серые чугуны (НВ< 240) типа ТТ8К6; ВК6; ВК8 СЧ25, СЧЗО, СЧ40 Т8К7; ВК6 Т8К7 ВК6ВС Чугуны ковкие, отбеленные ВК8; ВК10-ОМ; (НВ = 400 − 700) типа ВЧ45, ВК10-ОМ; ВК8 ВК10-ХОМ КЧ35, КЧ45 ВК10-ХОМ 47 Т а б л и ц а 3.8 Рекомендуемые марки композита для оснащения фрез Обрабатываемый материал Сталь углеродистая и легированная в состоянии поставки твердостью ≤35 HRC Вид обработки Тонкая 01; 10; 10Д Чистовая, получистовая 10Д; 01;12 Черновая 10; 10Д; 12 Сталь закаленная твердостью Тонкая 35 − 55 HRC Чистовая, получистовая Сталь закаленная твердостью 55 − 70 HRC Чугун серый и высокопрочный твердостью 150 − 350 НВ Чугун отбеленный и закаленный твердостью 400 − 800 НВ Твердый сплав с массовым содержанием кобальта не менее 15 % твердостью 80 − 88 HRA Труднообрабатываемые материалы Совместная обработка закаленной стали и твердого сплава Совместная обработка серого (высокопрочного) чугуна и закаленной стали твердостью ≤ 55 HRC Неметаллические материалы (стеклопластики, пластмассы) Древесностружечные плиты Марка композита 01; 10; 10Д 10; 10Д; 01 Черновая Тонкая Чистовая, получистовая Черновая Тонкая Чистовая, получистовая 10; 10Д; 01; 02 01; 10; 10Д 10; 10Д;01;12 10; 10Д; 12 01; 05; 10; 10Д 05; 10; 10Д; 01 Тонкая Чистовая, получистовая Черновая Тонкая Получистовая 01; 05; 10; 10Д 01; 05; 10; 10Д; 12 05; 10; 10Д; 12 10; 10Д; 01; 12 01; 10Д Чистовая, получистовая 01; киборит Чистовая, получистовая 01; 10; 10Д; 12 01; 10; 10Д Чистовая, получистовая 10; 10Д; 01; 12 01; 10; 10Д − 05; 09; 10 − 01 − 01; 10; 10Д; 12 Спеченные порошковые материалы (железо- и бронзографитовые и др.) 48 Глава 4 ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗЕРНОГО ИНСТРУМЕНТА 4.1. Главный задний угол Геометрические параметры режущей части фрез оказывают существенное влияние на условия процесса резания. Правильное назначение их величин связано с повышением стойкости фрезы, а также с уменьшением шероховатости обработанной поверхности. Назначение оптимальных значений углов резания является серьезным резервом для повышения производительности труда при работе на фрезерных станках. Главный задний угол представляет собой угол в секущей плоскости между задней поверхностью лезвия зуба фрезы и касательной траектории движения точки лезвия, принимаемой за окружность. В действительности траекторией движения точки на лезвии фрезы является удлиненная циклоида. Этот угол измеряется в плоскости траектории движения точки лезвия, расположенной перпендикулярно к оси фрезы. Задний угол является весьма важным фактором конструкции режущего инструмента как выполненного из быстрорежущей стали, так и оснащенного пластинками твердого сплава и минералокерамики. Назначение главного заднего угла : 1) обеспечить свободное перемещение задней поверхности по отношению к обрабатываемой; 2) уменьшить работу трения − износа по задней поверхности; 3) уменьшить радиус округления режущей кромки для обеспечения врезания зуба фрезы с минимальным углом скольжения; 4) снизить вибрации, возникающие вследствие автоколебаний технологической системы «станок − инструмент − деталь». Чрезмерное увеличение заднего угла приводит к снижению прочности режущей кромки. Оптимальная величина заднего угла за- 49 висит главным образом от толщины срезаемого слоя α ляется по следующей формуле: sin ≈ const/ , и опреде- . При фрезеровании сталей, чугунов и легких сплавов фрезами, выполненными из быстрорежущей стали или оснащенными пластинками твердого сплава, const = 0,13, при фрезеровании пластмасс const = = 0,16. В табл. 4.1 приводятся значения рекомендуемых задних углов фрез, когда не предъявляются высокие требования к обрабатываемой поверхности. В случаях же необходимости получения путем фрезерования точности в пределах 9-го квалитета и шероховатости Ra = 2,5 мкм величина заднего угла фрез должна быть в пределах 5 − 8°, поскольку увеличенное значение заднего угла связано с повышением радиального износа, определяющего точность обработки за один рабочий ход. При изготовлении фрезы и ее заточке необходимо знать величину угла αп, измеренного в плоскости, перпендикулярной к главной режущей кромке. Его величина определяется путем расчета по следующим формулам: а) для торцевых фрез с угловой кромкой и угловых фрез tg = tg sin φ/cosλ, где α − задний угол; φ − угол в плане; λ − угол наклона режущей кромки; эти углы определяются непосредственным измерением; б) для цилиндрических, дисковых и концевых фрез tg = tg cos , где соs − угол наклона винтовых зубьев фрезы; в) для фасонных затылованных фрез tg = tg sin ε R/r, где − угол контура фрезы, измеряемый между касательной к профилю фрезы в рассматриваемой точке и линией, перпендикулярной вектору скорости резания; R − радиус фрезы, мм; r − радиус рассматриваемой точки профиля фрезы, мм. 50 Т а б л и ц а 4.1 Рекомендуемые значения задних углов фрез* Тип фрез Цилиндрические Торцевые насадные Дисковые трехсторонние и двухсторонние Дисковые пазовые Шлицевые Фрезы-пилы Пилы Геллера Т-образные пазовые для станочных работ Т-образные пазовые шлицевые Одноугловые и двухугловые Концевые и угловые цилиндрические или с коническим хвостом Шпоночные Характеристика Мелкозубые (z > 1,75 √ ) Крупнозубые и со вставными зубьями (z < 1,75 √ ) Мелкозубые Крупнозубые и со вставными зубьями Мелкозубые с наклонными зубьями Крупнозубые и со вставными зубьями С прямыми мелкими зубьями − D= 75 − 200 Свыше 25D До 25D Свыше 25D До 25D Свыше 25D − До 10D Свыше 10 до 20D; Свыше 20D D = 3 − 16 мм; D = 18 − 40 мм Обдирочные с разделением D = 40 − 90 мм стружки Фасонные Остроконечные Затылованные Задний угол 16 − 12 − 16 8 12 8 16 6 12 20 30 20 16 25 20 25 20 6 − − − − 6 6 − 16 25 20 15 20 15 8 8 8 8 8 8 12 16 12 8 − * При наличии торцевой кромки. Примечания. 1. У затылованных фасонных фрез задний угол должен быть соответственно увеличен, если это необходимо для обеспечения угла по всему профилю не менее 3°. 2. Шлицевые, пазовые и Т-образные фрезы должны быть заточены наостро без оставления ленточки. 3. При заточке всех остальных фрез можно оставлять ленточку, ширина которой для фрез диаметром до 30 мм должна быть не более 0,05 мм и для фрез диаметром свыше 30 мм не более 0,1 мм. 51 4.2. Задний угол на вспомогательной режущей кромке Задним углом на вспомогательной (торцевой) кромке называется угол между касательной к задней (торцевой) поверхности и вектором скорости резания, проходящим через рассматриваемую точку на торцевой кромке, в плоскости, ей перпендикулярной. Задний угол на вспомогательной режущей кромке служит для уменьшения работы трения на торцевой задней поверхности (при нормальных условиях фрезерования износ по торцевой задней поверхности отсутствует или при тяжелом режиме резания весьма невелик) и особенно у ее вершины, непосредственно участвующей в работе резания и формирующей профиль обработанной поверхности. Чрезмерно большое значение угла α приводит к снижению прочности вершины зуба, что может привести к его поломке или выкрашиванию лезвий в месте стыка режущих кромок. Ввиду этого величина угла принимается равной 4 − 8°. Для концевых фрез величина угла α связана со значением вспомогательного угла в плане φ . Как известно, концевые фрезы могут выполняться как с торцевыми зубьями, так и без торцевых. При наличии торцевых зубьев и, следовательно, угла величина φ = 1°30'; при отсутствии торцевых вспомогательный угол в плане увезубьев и, следовательно, угла личивается до 8°, что в известной мере может компенсировать отсутствие заднего угла . Таким образом, при малом значении угла φ , что делается с целью уменьшения шероховатости обрабатываемой поверхности, знадолжно быть увеличено ( = 6 — 10°). чение угла 4.3. Передний угол Передний угол измеряется в плоскости схода стружки. Условно принимается, что плоскость схода стружки расположена по нормали к режущей кромке, хотя на самом деле она отклоняется от этого положения на величину угла наклона режущей кромки . Передним углом осевых (цилиндрических, дисковых, фасонных, концевых) фрез называется угол между касательной к следу передней поверхности и следом осевой плоскости, проходящих через рассматриваемую точку на режущей кромке. 52 П Передни ий угол на углоовой кромке опрееделяетсяя в плоскости, перпендикуляррной к проекции п и главной режущ щей кром мки на осевую о плосккость путем расчеета по фоормулам: аа) для ци илиндрич ческих, ддисковых х с накло онными ззубьями и концевыхх фрез tg = tg co os ; б б) для тоорцевых и другихх типов фрез, ф вып полненны ых с угло овыми кромкками: g = tg cos φ+ + tg sinφ φ, tg где φ − угол наклона н винтовы ых или нааклонных х зубьев,, град; − поперечный перредний уггол, изм меряемый й в плоск кости, пеерпендик кулярной к оси фреззы, угол между ккасательн ной к следу переддней повеерхности и направлеением раадиуса раассматри иваемой точки т на лезвии фрезы; ф − прродольны ый передний уголл, измеряяемый в продольн п ной плоскости, прохоодящей через ч дан нную точчку лезвия, угол между касателььной к следу переднеей поверх хности и следом осевой о пл лоскостии. П Передний й угол может м им меть как положиттельное, так и оттрицательноое значен ние (рис.. 4.1). П Передний й угол служит: ‒ д для умен ньшенияя работы ы, затрач чиваемой й на плаастическо ое деф формироование пр ри образоовании эл лемента стружкии; ‒ сснижени ия работы ы трения по перед дней повеерхностии; ‒ п приданияя необхо одимой п прочностти режущ щей кром мке, осн нащенн ной пласстинками и твердогго сплаваа или мин нералокеррамики. а) б) Рис. 4.1. Переддние углы ы зубьев фр резы: п ые а − попереччные; б − продольны 53 В зависимости от превалирующего влияния одного из факторов строится и расчет оптимального переднего угла фрез и других режущих инструментов. 1. Расчет оптимального переднего угла для фрез из быстрорежущей стали при обработке пластичных металлов. опт -42...55/ξ, где ξ − усадка стружки; ξ = 1/(0,83 − 0,008Δ), где Δ − поперечное сужение образца диаметром 10 мм из обрабатываемого металла. 2. Расчет оптимального переднего угла для фрез, оснащенных твердым сплавом, при обработке пластичных металлов. При работе режущими инструментами с положительным передним углом режущая кромка испытывает изгибающее напряжение. Причем, как известно, прочность быстрорежущей стали допускает изгибающее напряжение порядка 320 кг/мм2, в то время как допускаемое напряжение изгибу твердых сплавов марок Т15К6 и ВК8 только 116 − 140 кг/мм2. В то же время твердый сплав хорошо сопротивляется напряжениям сжатия, которые допускаются до 450 кг/мм2. При обработке весьма прочных сталей, когда в > 800 МПа, изготавливают фрезы с отрицательным значением переднего угла, чтобы вместо изгибающих напряжений на режущей кромке имели место сжимающие напряжения, что приводит к упрочнению режущей кромки. Главным фактором, влияющим на величину оптимального переднего угла фрез, оснащенных пластинками твердого сплава, является величина временного сопротивления разрыву обрабатываемого металла. Ввиду этого величина опт для фрез с плоской передней поверхностью может быть определена по следующим формулам: а) при обработке конструкционных сталей ∙ = 550 ... 800 МПа; опт ≈ град; В = 850 ... 1200 МПа; опт ≈5 · 1015 · В град; б) при обработке высоколегированных сталей, обладающих особыми свойствами: = 700... 1100 МПа; опт ≈ ∙ В град; = 1100...1900 МПа; опт ≈ 0,22 · 10 -10 · В град. Коэффициент усадки стружки K0 = 1/ в зависимости от качества обрабатываемого материала приведен в табл. 4.2. 54 Т а б л и ц а 4.2 Коэфф фициент уусадки сттружки К 0 = 1/ξ в зави исимости и от качесства обраабатываеемого маттериала Маркка стали К0 Маарка стаали 10 20 Соостояние повверхности и об бработки Прокат Прокат Х4 4Н ОХН НЗМ Состояниие поверхноссти обработкки Пр рокат Пр рокат-отж жиг 0,3 0,266 0,38 0 0,35 0 35 45 45 Прокат Прокат Улучшение 0,444 0,5 0,444 ОХН НЗМ ОХ ХМ ОХ ХМ Ул лучшение Пр рокат-отж жиг Ул лучшение 0,44 0 0,49 0 0,42 0 20Х Х Прокат 0,377 ХК КМ Ул лучшение 0,59 0 К0 П При резаании кон нструкционных стталей (ав < 800 М МПа) упр рочнение лезвий всставных резцов р тторцевых х и диско овых фреез дости игается выполлнением их со сдввоенной передней й поверх хностью ((рис. 4.2)). Рис. 4.2. Влияни ие величи ины отрицаательной фаски ф на иизнос йкость торцевой фреезы: 1,2,3 − кривыее износа зуубьев и стой фрез с ширино ой фаски 0,4; 0,2; 0,0 мм; 4, 4 5 − крривые уменьш шения ши ирины фаскки по мерее ее износаа (первонаачальная ширина ш фаасок 0,4 и 00,25 мм) (по М. Н. Ларину) Л 55 Для фрез с двойной передней поверхностью уопт = 15...20°; ширина фаски f < 2s z ; уф = -10...-15°. При чистовом фрезеровании конструкционных сталей (< зв < 800 МПа) следует в целях уменьшения шероховатости обработки конструировать переднюю грань фрез, оснащенных пластинками твердого сплава, с отрицательным значением переднего угла = -5° при угле наклона режущей кромки λ = +10°. При обработке легких сплавов и цветных металлов в зоне скоростей резания свыше 1000 м/мин величина переднего угла у должна быть в пределах от 5 до 10° при угле наклона режущей кромки λ = 5°. При обработке сталей с пределом прочности σв < 800 МПа по окалине (после ковки или штамповки), а также по корке литой стали с целью упрочнения режущей кромки передний угол γ = -5° при угле наклона режущей кромки λ от 10 до 15°. Кривые 4 и 5 (см. рис. 4.2) показывают уменьшение ширины фаски по мере ее износа при начальной ширине фаски соответственно 0,4 и 0,25 мм. 1. Расчет оптимального переднего угла для фрез, оснащенных твердым сплавом, при обработке чугунных заготовок. При обработке резанием чугунных заготовок основная работа резания затрачивается на работу трением по передней и задней поверхностям, что в первую очередь зависит от качественной характеристики обрабатываемых чугунных заготовок, определяемых твердостью по Бринелю. Оптимальная величина переднего угла при резании чугунных заготовок может быть определена по следующей формуле: опт ≈ 17,2…0,066 НВ. Из этой формулы следует, что чугунные заготовки твердостью НВ < 250 должны обрабатываться фрезами, выполненными с положительным значением переднего угла. При фрезеровании специального чугуна, закаленного на твердость HRC= 60 ... 62, величина опт = -5°. 2. Расчет оптимального переднего угла для фрез из быстрорежущей стали при обработке пластмасс. При резании гетинакса и текстолита опт = 8°. В табл. 4.3 приведены рекомендуемые значения передних углов для фрез. 56 Т а б л и ц а 4.3 Рекомендуемые значения передних углов фрез Характеристика обрабатываемого Значение углов материала Тип фрез отп , град Примеры марок стали σв , Мпа Фрезы из быстрорежущей стали Цилиндрические, До 600 10, 15, 20, 25, 30, 35, 20 торцевые, дисковые, Свыше 600 20Х, 20ХН и др.; двух-и трехсторонДо 1000; 40, 45, 50, 40Х и др.; 15 ние, концевые пилы Свыше 1000 ХКМ, некоторые спетипа Геллера, обциальные стали в за10 дирочные (с разделекаленном состоянии нием стружки) Чугун серый и ковкий, НВ свыше 150 10 До 150 15 Шлицевые, пилы Для сталей и чугунов при ширине круглые, Т-образные, фрезы В: дисковые и пазовые до 3 мм; 5 Свыше 3 мм 10 Фасонные, затылоДля стали и чугунов 10 ванные, незатылованные и угловые Фрезы, оснащенные твердым сплавом До 650 + 15 − 650 – 800 Сталь +5 850 − 950 конструкционная -5 1000 − 1200 -10 Чугун НВ: до 200 200 − 250 свыше 250 +5 0 -5 П р и м е ч а н и я . 1. У фрез с углом наклона винтового зуба (ω > 30° передний угол для обработки стали с σв < 600 МПа берется равным 15°. 2. Контур фасонных фрез с передним углом > 10° при обработке точных профилей необходимо корригировать. 3. Величина переднего угла для фасонных фрез, изготовленных из корригированного их контура, назначается с учетом допускаемых отклонений профиля изделия. 57 4. Временное сопротивление разрыва σв лишь ориентировочно характеризует качество обрабатываемой стали для назначения оптимального переднего угла. 5. Для алюминиевых сплавов величина переднего угла = 25°. 6. При резании пластмасс (текстолит и гетинакс) = 8°. Влияние величины переднего угла зубьев фрез на качество обрабатываемой поверхности. При резании фрезами, выполненными с отрицательным значением переднего угла ( до -10°), качество поверхности улучшается. Однако при фрезеровании легированных сталей при скорости резания свыше 170 м/мин величина переднего угла в пределах от +5 до -20° практически не влияет на шероховатость обработанной поверхности. То же имеет место при фрезеровании заготовок из легких сплавов (силумина, латуни). В этом случае при фрезеровании со скоростью резания = 929...1887 м/мин изменение переднего угла в пределах от -12 до +30° не оказывает заметного влияния на чистоту обрабатываемой поверхности. Опыты М. Н. Ларина показали, что при фрезеровании легких сплавов наивыгоднейшая величина переднего угла по чистоте обработанной поверхности зависит от скорости резания. Так, при скорости резания = 576 м/мин наилучшая чистота поверхности наблюдалась при переднем угле = +12°, а при = 92 ... 236 м/мин − при = +30°. 4.4. Главный угол в плане Главным углом в плане φ называется угол между главной режущей кромкой и рабочей плоскостью. Главный угол в плане φ является важным фактором повышения стойкости и производительности торцевых и дисковых двусторонних фрез с угловой режущей кромкой. Основная его функция − изменение толщины и ширины срезаемого слоя при постоянных глубине срезаемого слоя и подаче. Изменение толщины срезаемого слоя связано с изменением условного напряжения и его концентрации у режущей кромки, а также с распределением опорного давления на контактных поверхностях. Изменение ширины среза влияет на интенсивность теплоотвода от режущей кромки. Кроме того, главный угол в плане влияет на соотношение составляющих сил резания. 58 Таким образом, путем изменения главного угла в плане создается определенная возможность управлять процессом резания с целью создания благоприятных физико-технических свойств как в срезаемом слое, так и у режущей кромки фрезы. С уменьшением главного угла в плане толщина срезаемого слоя уменьшается, что резко сказывается на увеличении стойкости фрезы. По мере повышения подачи интенсивность влияния угла в плане на стойкость фрезы увеличивается. Фрезы, выполненные с углом в плане φ ≤ 20°, отличаются длинной режущей кромкой и высокой подачей. Влияние угла в плане φ на возможность увеличения скорости резания или подачи показано в табл. 4.4. Из данных табл. 4.4 следует, что если конструировать фрезы с углом в плане 30° вместо 60°, что делается обычно, то стойкость увеличится в 1,9 раза, а подача в 1,72 раза. Необходимо отметить, что практическому применению торцово-конических фрез мешает значительное возрастание радиальных и осевых сил (по мере уменьшения угла в плане ), что приводит к отжимам заготовки от положения фрезы. При работе фрезами с углами в плане φ = 10° отжимы достигают величины 0,2 − 0,4 м/мин. Следовательно, минимально допустимый угол в плане фрезы, обеспечивающий высокопроизводительное фрезерование, зависит от жесткости и виброустойчивости системы станок − инструмент − деталь. Т а б л и ц а 4.4 Влияние главного угла в плане φ на увеличение скорости резания, стойкости, скорости подачи, на проекцию длины угловой кромки и на величину диаметра торцово-конической фрезы Угол в плане φ 90° 60° 45° 30° 20° При фрезеровании cталей (по М. Н. Ларину) 0,89 1,0 1,05 1,18 1,25 К 0,65 1,0 1,25 1,9 2,8 КТ 0,9 1,0 1,22 1,72 2,5 К 1 при b = 2 мм 0,64 1,26 2,2 3,8 5,5 1 при b = 4 мм 1,3 2,52 4,4 7,6 11,0 1 при b = 8 мм 2,56 5,04 8,8 15,2 22 150 150 150 150 150 b =4 мм 150 150 150 150 200 b = 8 мм При фрезеровании чугунов (по Г. М. Рывкину) 0,85 1 1,14 1,38 1,8 К 0,7 1 1,25 1,75 2,6 К 59 10° 1,5 6,5 5,1 10,3 20,6 41,2 200 250 2,25 5,15 В табл. 4.5 4 приво одятся даанные по правилььному наззначению ю угла в план не для тоорцевых, дисковы ых и кон нических х фрез, а также эскизы э обработки и об бласть пр рименени ия данны ых фрез. Т аблица 4.5 Н Назначени ие угла в плане φ (по М.Н Н. Ларинуу) φ° φ° 20 − 20 − Эски из обработтки Область О прримененияя Торцов во-коничесские фрезы ы ≥ 15 50 мм в кррупносерий йном и массо овом проиизводствах х при обработке жесткких деталей «на проход д» на проддольно-фреезерных стаанках и пррипуске нее более 3 мм м Коничееские фреззы ≥ 150 мм при обр работке ж жестких детталей «на про оход» на ппродольно офрезерных станкках и прип пуске не болеее 3 мм, прри повышенных требованиях к каачеству об бработки 30 20 45 − 600 Торцов во-коничесские фреезы с двойны ым углом м в план не φ. Примен няются прри тех жее условиях обработки, о , но при повышенной й величинне припуск ка от 3 до 6 мм м 20 − 300 − Торцов во-коничесские фрезы ы со стружк коломателььными кан навками. При П величчине припу уска от 6 до 10 мм 60 Продолж П жение та абл.4.5 φ° φ° Эски из обработтки Область О прримененияя 30 − 455 − Торцев вые и дискковые двух хсторонниее фрезы в ккрупносер рийном и массовом м ппроизводсствах при вел личине пррипуска: то орцевые фр резы до 6 м мм; дисковые фрезы до 3 мм 60 30 Торцев вые и дискковые двух хсторонниее фрезы в м мелкосери ийном и едини ичном прооизводстваах при величи ине припусска до 6 мм м 90 45 Торцев вые, дискоовые двухссторонниее и концеввые фрезы при обработке взаим мно перпен ндикулярных х поверхноостей 90 45 Дисков вые трехстторонние фрезы с прямыми ми и особен нно разнонаправленнными зубььями = 0,5 – 1,5 61 Угол в пл лане пер реходной кромки φ − это о угол меежду напр равлением подачи и проекц цией перееходной режущей й кромкии на осно овную плоскоость. Угоол в план не переходдной кро омки φ служит с ддля упроч чнения режущ щей кром мки у ее вершины в ы и для со оздания благоприя б ятных уссловий резани ия, посколльку с ум меньшени ием угла уменьша у ется толщ щина срезза. П Переходн ная кром мка можеет быть выполнеена кривоолинейно ой радиусоом или и прямол линейной й под угглом φ . Криволиинейная переходнаая кромкаа способсствует оббразован нию более чистойй поверхн ности, однакко труднеее в изго отовлени ии, поско ольку при и заточкке необхо одимо выдерржать раззмер как по радиуусу, так и по задн нему углуу. П Прямоли инейная переходна п ая кромкка более проста п прри ее вып полнении. Р Рекоменд дации по о выборуу угла в плане пеереходноой кромк ки φ излож жены в таабл. 4.5. Обычно О ввеличинаа угла в плане п φ = φ/2 . В Вспомоггательны ым углом м в план не наазываетсся угол между м вспом могательн ной режу ущей кроомкой и рабочей плоскосстью (табл. 4.6, 44.7). Вспоомогател льный уггол в пл лане φ служит для сниж жения трения по задн ней повер рхности торцевогго лезвияя, а такжее для созздания беспрепятствеенного пееремещен ния торц цевой кромки по отношен нию к обрабатываемой повеерхности и. Вспом могательн ная торццевая кромка к имеетт важное значени ие, поскоольку онаа определ ляет соббой точно ость и шерохховатостьь обработанной п поверхно ости. Т аблица 4.6 Наазначени ие вспомоогательно ого угла в плане φ Фреззы Эскиз фрезы ф Торцеевые насад дные со всттавными зуубьями для чеерновой об бработки Значеение расчеетных элементовв φ = 1 − 2° 2 Те жее для чистоовой обрабботки φ = 0 на длин не ; = (4 − 6) ; φ = 2° Торцеевые с чисстовыми зубьям ми для чисстовой обрабботки φ = 2° > , но нее менее 30 мм 62 Фреззы Эскиз фрезы Те жее для чистоовой обрабботки стали и Окоончание табл.4.6 т Значчение расчетных элементов φ = 2°; φ = −(6 − 12 2 ); > , но нее менее 30 мм Торцеевые насад дные цельн ные без торрцевых зубьеев φ = 8 − 10° для рработы с подачами = 0,08 мм Те жее с торцевы ыми зубьями φ = 1 − 2° Концеевые: без тоорцевых зуубьев; с торц цевыми зуубьями а) φ = 1 − 2°; б) φ = 8 − 10 0°; для рработы с подачами ≤ 0,08 мм Дискоовые трехи двухсторонни ие а) дляя грубых х пазовых рработ φ = 1 − 2°; б) дляя точных (мернных) и чисттовых раб бот φ = 330', φ = 22°, ≤4−5 Для ппазов с широкиш ми доопусками на обработтку φ = 11°30' до 2°° Дискоовые пазоввые 63 Т а б л и ц а 4.7 Рекомендуемые значения вспомогательного угла в плане φ для нормальных фрез Фрезы Шлицевые Шлицевые Фрезы-пилы Концевые и торцевые Шпоночные Дисковые двухи трехсторонние Пилы с приклепанными сегментами Пазовые и Т-образные Торцевые и концевые без торцевых зубьев D, мм В, мм Ф, град Допуск, мин 40 40 60 0,3 − 0,6 0,8 − 1,0 0,5 − 0,8 15' 30' 15' + 10 + 10 + 10 60 75 1−2 1−2 30' 30' + 10 + 10 75 75 2−3 4−5 60' 1°30' +15 +15 75 75 110 110 Св. 110 До 200 − 1−2 2,5 − 3 1,5 − 2 2,5 − 3,5 3 − 3,5 4−5 − 30' 60' 15' 30' 15' 30' 1 − 2° + 10 + 15 + 10 + 10 + 10 + 15 − − − − − 4 − 6° 1 − 2° − − 2 − 3° − − − − 1°30' − 2° − − 8 − 10° П р и м е ч а н и е . Для специальных шлицевых фрез и фрез-пил при работе с небольшими глубинами резания величина φ должна быть по возможности увеличена, но не свыше 2°30'. 64 4.5. Уго ол наклоона режу ущей кро омки λ У Угол нааклона режущей р й кромкки λ (дляя торцевы ых и диссковых двухссторонних фрез) − это угоол между у главной й кромкойй и лини ией пересечеения осн новной пл лоскости и и плосккости, кассательноой поверх хности резани ия. Уголл λ подсчитываеттся по формуле ф зависим мости от поперечноого и проодольного о передн них угловв и угла в плане, определяемых непоссредствен нным изм мерением м: tg g λ= tg sin φ± tg g COS φ. φ Рисс. 4.3. Уго ол наклонаа режущей й кромки зуба з торцеевой фрезы: а − положи ительный; б – отрицательный У Угол накклона реж жущей ккромки λ может иметь и каак положительное, ттак и отррицательн ное значчение (ри ис. 4.3). Положит П тельный угол у примееняется главным г образом м для тор рцевых фрез, ф осннащенны ых пластинкками тверрдого спл лава, с цеелью упр рочненияя режущеей кромк ки. Для цилин ндрическких, конц цевых и ддисковых х фрез уггол λ сооответству ует углу накклона винтового и наклон нного зуб бьев. У Угол накклона реж жущей крромки λ служит: с ‒ для направлени ия отводаа стружкки; ‒ упрочн нения реж жущей ккромки пу утем нек которого увеличения ее массы ы у верши ины зубаа фрезы; − обеспеечения раавномерн ного фреезеровани ия при р аботе фр резами с винттовыми зубьями. з В Важнейш шим назн начением м угла нааклона реежущей ккромки являетя ся обееспечени ие желатеельного н направлен ния отвода струж жки. П При обрработке закрытог з го паза концевой к й фрезойй с винто овыми зубьям ми струж жку необ бходимо ттранспор ртировать вверх; поэтому у такие фрезы ы должны ы выполняться с правым м направл лением ввинтового зуба при прравом врращении фрезы (ррис. 4.4, а). 65 П При обрааботке концевой фрезой открытой й плоскоости винттовому зубу н нужно даать такое направлеение, что обы струж жка трансспортиро овалась вниз и осевая сила был ла направвлена в сторону с шпиндель ш ьной баб бки как наибоолее жестткой частти станка. Такое положени п ие имеет место пр ри правом нааправлен нии винто ового зубаа и право ом вращен нии фрезы ы (рис. 4.4, б). б) Спираль леваая, ращение праввое вр Спираль пр равая, вращение леевое Рис. 4.4. Концевые К фрезы с винтовыми в и зубьями,, преднаазначенны ыми для транспортир рования стружки вверх (а) и вниз (б) П При испоользован нии фрез с винтоввыми зуб бьями угоол накло она режущи их кромоок оказывает сущ щественн ное влияние на рравномер рность процеесса фреззерованияя. 66 Равномерным фрезерованием называется такое фрезерование, когда сила резания остается постоянной. Условие равномерности фрезерования определяется следующей формулой [1]: = ω = arctg br/(πDz'), где b − ширина фрезерования, мм; z' − число зубьев фрезы; D − диаметр фрезы, мм; r − число одновременно режущих полных зубьев. Для достижения равномерности фрезерования r должно быть целым числом. Но так как при различной ширине заготовок это условие далеко не всегда может быть выполнено, то для практических целей можно рекомендовать значение z' = 2...3. В этом случае наибольшая неравномерность колебания силы резания не превышает 20 %, что вполне допустимо. Для цилиндрических и концевых фрез, оснащенных твердым сплавом, повышение угла также приводит к увеличению их стойкости. Величина наклона винтовых зубьев должна быть такова, чтобы обеспечить равномерное фрезерование или же транспортирование стружек в новом направлении. Рекомендуемые значения углов наклона винтовых и наклонных зубьев для нормальных фрез приведены в табл. 4.8. Т а б л и ц а 4.8 Рекомендуемые значения углов наклона винтовых и наклонных зубьев для нормальных фрез Фрезы Цилиндрические крупнозубые Цилиндрические мелкозубые Цилиндрические сдвоенные Концевые Шпоночные Дисковые двухсторонние Дисковые трехсторонние Дисковые трехсторонние сдвоенные Торцевые с цельными зубьями Торцевые со вставными зубьями из быстрорежущей стали Торцевые со вставными зубьями, оснащенные пластинками твердых сплавов Цилиндрические и концевые, оснащенные винтовыми пластинками твердых сплавов = ° 30 − 45° 20° 55° 30 − 45° 15° 15° 8 − 15°* 15° 10° 10° 15° 45 − 60° ________________________ * Для сборных дисковых трехсторонних фрез для b не менее 15 мм для b свыше 15 мм = 12 − 15°. 67 = 8 − 10° и Глава 5 КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗ 5.1. Диаметр фрезы Фрезерный инструмент с точки зрения определения конструктивных параметров следует отнести к группе инструментов, формообразование которыми осуществляется режущими кромками, расположенными на производящей поверхности. Специализация зубьев на черновые и чистовые у фрезерного инструмента отсутствует. Режущие кромки сначала выполняют черновую обработку, а затем чистовую. Основными параметрами, формирующими конструкцию фрезерного инструмента, являются диаметр фрезы, число и форма зубьев фрезы, параметры крепежной части, длина и ширина рабочей части. Диаметр фрезы − важный параметр ее конструкции, оказывающий влияние как на процесс фрезерования, так и на выбор конструктивных элементов. С увеличением диаметра фрезы уменьшаются толщина среза и нагрузка на каждую режущую кромку, улучшается отвод тепла из-за большей поверхности соприкосновения с обрабатываемой деталью и др. Все это благоприятно отражается на стойкости фрезы, а следовательно, и на производительности. Основное технологическое время обработки Т о определяется по формуле T = , (5.1) L = у + I + ∆, (5.2) у= Jt(D-t), v s = S z zn, где L − путь резания, мм; i − число рабочих ходов; v s − скорость подачи; у − величина врезания инструмента, мм; I —длина обрабатываемой поверхности, мм; ∆ − перебег инструмента; t − глубина резания, мм; D − диаметр фрезы, мм; Sz − подача на один зуб, мм/зуб; z − число зубьев. Из формулы (5.1) следует, что Т0 возрастает с увеличением диаметра фрезы D (и связанной с ним величины у), уменьшением пода68 чи на один зуб б, числа зубьев, з сскорости резания.. Выбор сскорости и резания заависит в основно ом от реж жущих свойств материала м а фрезы и при данноом рассмотрении ее можн но считатть постоянной. С увелич чением диамеетра числло зубьевв может быть поввышено, что позвволяет пр ри сохранении одной и той й же поддачи на зуб з увеличить поодачу наа один обороот S 0 = S z z. С увелич чением диаметра д а фрезы зубья могут м бытть выпол лнены более крупным ми, что позволяе п ет при эттом же числе зуббьев увел личить подаччу на оди ин зуб и тем т самы ым повысить под дачу на оодин обор рот. В обоихх случаяхх подачаа S 0 возррастает за счет повышенния S z или и z. Необхходимо отметить, о , что выббор пони иженной подачи нна один зуб S z не может иметть место о, тогда ккак ее по овышение не искл ключаетсяя ни в том, н ни в друггом случаях. Следователььно, с увееличениеем диамеетра D времяя обработтки мож жет быть уменьш шено, т. е . произвводителььность фрезы ы повышеена. Такж же с увелличением м диаметтра осевы ых фрез длина дуги ррезания увеличи ивается, а величи ина срединной ттолщины среза струж жки уменььшается (рис. 5.1, а ). При раб боте торц цевыми ф фрезами с увелич чением дииаметра фрезы несколлько умееньшаетсся длина дуги реззания и увеличив у вается ср редняя толщи ина срезаа (рис. 5.1, б). Ри ис. 5.1. Сечение среззаемого сл лоя при фр резеровани нии ми (б) фреззами осеввыми (а) и торцевым 69 В Выбор рациональьного ди иаметра осевых о фр рез связаан с вели ичиной диамеетра опраавки. Пр ри этом еесли диааметр фр резы долж лжен бытть возможноо малогоо размераа, то диам метр опраавки для увеличеения жестткости креплления доллжен бытть возмож жно болььшего раззмера. В Величин на миним мального диаметра осевых х фрез заввисит: ‒ от реж жима резаания В, t , S z ; ‒ расстоояния меж жду опоррами оправки l; ‒ максим мально допустим д мого проггиба опраавки ymax. Д Для цили индричесских фреез значен ние диаметра мож жет бытьь получено п по следую ющей фо ормуле (п по М. Н. Ларину) (рис. 5.22): = 0,2 ∙ , , , , , . П При расч чете диааметра ддисковых фрез нееобходим мо учестть, что диамеетр фрезы ы зависитт еще от общей гл лубины (t, мм) оббрабатывааемого паза и или уступ па, толщи ины (с ≈ 77,5 мм) кольца к наа оправкее для креп пления фрезы ы и зазораа (∆= 2,5 5 мм) меж жду опраавкой и поверхнос п стью заго отовки (рис. 55.3). Рис. 5.2. Номограм мма для оп пределенияя диаметрра ических (оосевых) фр рез (по М. Н. Ларинуу) цилиндри 70 Рис. 5.3. Номограмм Р Н ма для определения диаметра: д : а − дисковы ых фрез; б − грибковвых Т-обраазных фреез (по М М. Н. Лари ину) Д Для диссковых фрез ф знаачение минималь м ьного дииаметра может быть п полученоо по след дующей ф формуле: = 0,117 7 , , , 71 , , + (2 + 2∆). А Аналогич чно для грибковы г ых Т-обраазных фр рез = 0,263 , , , , + (2 + 2 2∆). ЗЗначениее диаметтра конц цевых фрез ф (рисс. 5.4) ппри обрааботке уступов или пллоскостеей опредееляется по п форму уле D = 0,117 7B , t , S , l, y - , + (2t + 2∆). Э Эксперим ментальн но устан новлено, что нор рмальнаяя работаа фрез имеетт место прри велич чине допуустимого о прогибаа y ≈ (0,2 … 0,4)мм м. П При выб боре диаметра тторцевых х фрез необходдимо исх ходить из тогго, чтобы ы при зад данной ш ширине заготовки з и врезаниие зуба происп ходилло при тоолщине ср реза а х > р, где р − радиу ус округлления реж жущей кромкки в милллиметрах х (рис. 5.55). Это имеет и мессто при D/t ≈ (1,2 … 1,5), где D − диаметтр фрезы ы в мм; t − глубин на фрезер рования, мм. Рис. 5.4. Номоограмма дл ля определ ления диаметрра концевых фрез 72 Д Для слуучая сим мметричн ного фрезеррования толщин на среза будет = cos sinφ ЗЗначениее радиуса окруугления ллезвия оп пределяеется по следующ щей формуле: р = 35 − 0,55(а + у). Н Ниже дааны рекомендуемые диамеетры длля цили индричесских (табл. 5.1), ди исковых (табл. 5.2) и торцеввых (табл. 5.3.) фрез. ф Рис. 5.5. Расчетнная схема для д рцеопредееления диааметра тор вой фр резы для ообеспечен ния условия a x > p Т а б л и ц а 5.1 Реком мендуемы ые диамеетры дляя цилиндр рическихх фрез Ширина Ш фреезерованияя в, мм 10 20 30 Диам метр D фр резы, мм, при п глубиине t фреззерования, мм 2 5 100 660 75 900 775 90 900 990 110 1330 Т а б л и ц а 5.2 Реекоменду уемые ди иаметры для диск ковых фррез Ширина Ш фреезерования в, мм 10 20 40 Диам метр D фр резы, мм, при п глубиине t фреззерования,, мм 5 10 20 50 100 50 60 90 150 250 60 75 110 175 300 75 90 130 175 300 73 Т а б л и ц а 5.3 Рекомендуемые диаметры для торцевых фрез Диаметр Ширина фрезерования b, мм фрезы D, мм, при 4 6 8 10 глубине фрезерования t, мм 40 50 − 75 − − − 60 75 − 90 − − − 90 − 110 − 130 − − 120 − 150 − 175 − − 180 − 210 − 250 − − 250 − − 300 − 350 − 350 − − − 400 − 450 П р и м е р . Определить минимально допустимый диаметр торцевой фрезы при резании стальной заготовки: t = 100 мм; φ= 90°; Sz = 0,1 мм; = 12°; γ = 15°. Р е ш е н и е . Радиус скругления при остром лезвии = 35 - 0,55(12 + 15) = 20 мкм. Учитывая, что при нормальном затуплении эта величина возрастает в 2 − 3 раза, имеем, что при затуплении = 60 мкм = 0,06 мм. = 0,1 ∙ 100 = 125 мм. 0,1 − 0,06 5.2. Расчет параметров крепежной части Крепежную часть режущего инструмента можно подразделить на насадной и хвостовой инструмент. Насадные инструменты закрепляются (устанавливаются) на цилиндрическую или коническую оправку. Соответственно этому они снабжаются базовым отверстием цилиндрической или конической формы. ГОСТ 9472-90 устанавливает три типа крепления инструмента на оправках: 74 1) на ци илиндрич ческих оп правках (тип ( 1); 22) цилин ндрическ кой оправвке и тор рцевой шпонке ш (ттип 2); 33) конич ческой оп правке и торцевой шпонк ке (тип 3)). С Согласноо ГОСТ 9472-90 для насадных инструменнтов при именяется рряд отверрстий диаметром от 8 до 100 мм. Этот рядд принятт в качествее стандарртного. Д Диаметр оправки и оказыввает бол льшое вл лияние нна работту инструм мента фрезы. В процессе п фрезеро ования оправка о ннаходитсся под действием круутящего и изгибаающего моментов м в, поэтом му при выборе диамеетра опрравки необходим мо выпол лнять пр роверочнный расч чет на прочн ность. Н На зуб прямозуб п бой фре-зы деействует сила Р 2 , каса-тельная к трааектории и движе-ния тточки еее прилож жения, и радиаальная си ила P R , направ-леннаая по рад диусу (р рис. 5.6).. Равноодействую ющая эттих силл R вы ызывает изгибающ и щий мо-мент ооправки. С Сила Рг являетсяя основ-ной при фреезеровани ии. Онаа Рис. Р 5.6. Силы, С дейсствующие деляет эф ффективну ую мощ-опред на фрезу у с прямым м зубом ность и служи ит для раасчета уг-лов гллавного движения д я фрезерн ного стан нка при работе р фррез с пряямыми и винттовыми зубьями. з Р Рассмотррим снач чала фреззу с прям мыми зуб бьями. Сиила Рz заависит от удеельной си илы резаания р и ссечения снимаемо с ой струж жки f , т . е . = ; = sinψ ; p = C a k x = CS sin ψ ; P = C b S k + 1 sin s kψ , где b − ширин на фрезер рования, мм; а х − толщин на среза, мм; S 2 − подача на зуб, мм//зуб; ψ − угол пооворота от начал льного доо мгновеенного полож жения зуб ба (при работе р оддним зуб бом он раавен углуу контак кта ψ); 75 С − коэффициент, учитывающий свойства обрабатываемого материала и величину угла; k − показатель степени, учитывающий свойства материала, износ фрезы и влияние смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ), он всегда имеет знак «минус». Если в процессе резания участвует не один, а несколько зубьев, то суммарная окружная сила будет равна сумме окружных сил, действующих на каждый зуб в отдельности. сум = = ∑ [sin + sin ] + ⋯ + sin , где , , − углы поворота соответствующих зубьев от начала фрезерования. Зная Рсум, можно определить и изгибающий момент. Аналогично можно определить изгибающий момент, полученный в результате равнодействующих сил R, приложенных к каждому зубу фрезы: R= + ; R2= + и т. д.; Ri =P + P или R i = Pсум + P сум . На основании экспериментальных работ можно принять сум = (0,6...0,8)Рсум. Рассмотрим силы, действующие на фрезу с винтовыми зубьями. Кроме сил Р и P R здесь действует еще сила Р0, вызываемая наклоном режущей кромки (рис. 5.7). Направление ее меняется в зависимости от направления винтовых зубьев и направления резания (правое или левое). Силы Р и РR дают равнодействующую R, а силы Р и Р0 дают равнодействующую R 0 , направленную перпендикулярно к режущей кромке. В связи с тем что толщина среза ах является переменной по длине режущей кромки, сила Р определяется путем интегрирования. Элементарная сила dR0, действующая в плоскости, нормальной к режущей кромке, определяется по удельной силе и сечению стружки. Выделим на режущие кромки бесконечно малый участок db, на котором действует элементарная сила dR 0 , равная pd x db (см. рис. 5.7). 76 а) б) Рис. 5.7. Силы ы, действу ующие на фрезу ф с вин нтовыми зу убьями Таак как dP P = dR 0 co os и dbb = dP = ctg , то можн но записаать sin , где С Сω − коээффициен нт, учиты ывающий й влияни ие угла ннаклона зубьев з (входит в формулу дляя определления уд дельной силы с р). О Общая сила Р мо ожет бытть опредеелена путтем интеегрирован ния по всей д длине реж жущей кромки, к тт. е. = 2 cttg sin . П Получен нный инттеграл моожет бытть решен н приблииженно различными способами. Т Тогда мггновеннаая окружн ная силаа Р0, отнеесенная к одному у зубу, будет равна: ψ ∑ = ctgω t ∙2 ∙ (s sin n ψ 2). 2 − sin +2 77 Коэффициенты C , С и показатель степени k определяются на основании экспериментальных работ [12]. Зная Рсум, можно найти сум = (0,6 … 0,8) сум ; = сум tgω. Оправка подвергается сложному изгибу из-за наличия крутящего момента (как балка, защемленная одним концом) = сум 2. Оправка находится под действием изгибающего момента, равного сумме моментов: MbR от равнодействующей силы Rcyм, сил Рсум и РRсум, действующих в плоскости xz (cм. рис. 5.7), причем сум = сум + сум . от осевой силы Рсум, действующей в плоскости xy, где сум = сум tgω . Следовательно, M = M ± M , причем знак «плюс» принимается в случае, если осевая сила направлена к шпинделю, а знак «минус» − если от шпинделя. Изгибающий момент от силы R 3 1 = = − , 16 4 где l − расстояние между точками приложения силы R и максимального изгибающего момента, мм; L − расстояние между опорами, мм. Изгибающий момент от силы Р 0 с у м = сум = Pсум tgω . Ориентировочно можно считать Р0сум = (0,4…0,6)Рсум. Расчетный момент, принимаемый по IV теории прочности, равен 78 Мрас = М +М . Н Найденн ный расч четный момент является осноовой для определеения диааметра оп правки, тт. е. = рас ⁄ ∙ 0,1. П Получен нный диааметр опрравки оккругляетсся в болььшую сто орону. На ри ис. 5.8 пооказаны различны р ые вариаанты креп пления тторцевых х фрез. Посад дка фрез осущесттвляется и или непо осредствеенно на кконец шп пинделя стаанка (рисс. 5.8, а, б), или н на оправвку. Посаадочные отверсти ия выполняяются или цилинд дрически ими, или и коничесскими (ррис. 5.8, в, г ). Крутяящий мом мент пер редается ччерез пр родольную ю (см. риис. 5.8, а) а или торцеввую шпоонки (см. рис. 5.8,, б , в ). а) б) в) г) Рис. 5.8. Варианты ы креплен ния торцев вых фрез на фреезерных сттанках К Концы шпинделе ш ей всех ттипов уни иверсалььных/сверрлильных х, расточны ых и фреззерных станков, с в том чи исле с чи исловым програм ммным управлением (ЧПУ), с коничческими посадоч чными пповерхно остями (кроме шпинд делей с цанговым ц м креплеением ин нструменнта) изготавливаютсся в восььми испо олненияхх по ГОС СТ 2464 44-81. Тиипы креп пления инструментов на оправвке предсставлены ы на рис. 5.9. К Крепежн ная частьь инструумента выполнен в на в видде хвосттовика. Хвосттовики − в виде конуса. Основны ые размееры наруужных ко онусов привеедены в ГОСТ Г 25 5557-82. Конус сл лужит дл ля передаачи круттящего момен нта от шп пинделя станка к инструм менту, которая оосуществл ляется 79 в резуультате трения т ко онтактиррующих поверхно остей, воозникающ щего в процеессе резан ния под действие д ем осевой й силы. Ри ис. 5.9. Ти ипы креплления инсттрументов в на оправкке: а − пр родольный й; б, в − то орцевой; 1 − инсструмент; 2 − оправвка; 3 − шп понка О Осевую силу Q можно м раазложитьь на две составля с яющие: силу Р, перпендикуляррную к поверхно п ости кон нуса, и си илу F, пперпендик кулярную к оси сверрла (рис. 5.10). = ⁄sin nα. 80 Рис. 5.10. Кон нус Морзее и силы, действующ д щие в соеддинении К Крутящи ий момен нт может быть определен по форму муле = ⁄sin ∙ 2= + ⁄4, где Q − сила трения, Н; d и D − мини имальный й и максиимальны ый диаметры ы рабочей й части конуса, к м мм; − ко оэффици иент тренния ( = 0,096); 0 Q − оссевая силла, Н. Э Эта форм мула спр раведливаа при усл ловии, чтто угол а точно выдерв жан н на обеих сопрягаемых пооверхносттях. На практике п е, как правило, погреш шность ∆ (суммаарная) в угле не н превы ышает 10''. Тогда крутящий м момент может м бы ыть выраж жен форм мулой + (1 + 0,04 ∙ ∆ ), sinα 4 где ∆ колеблется в пр ределах 0 − 10'. = Рис. 55.11. Типы ы цилиндр рических ххвостовико ов: а − дляя инструмеентов; б − с поводдком в вид де двух лы ысок; в − ц цилиндрич ческий с наружным центром 75°; 7 г, д − с лыскаами; е − с квадратом м; ж − с квадратом к м и кольцеввой выточ чкой 81 Инструмент крепится при помощи цилиндрического хвостовика. Наряду с коническим хвостовиком широко используется цилиндрический хвостовик, который применяется или без дополнительных крепежных элементов, или в сочетании с ними (рис. 5.11). Существуют девять форм центровых отверстий. Форма А применяется в тех случаях, когда после обработки необходимость в центровых отверстиях отпадает. 5.3. Расчет числа зубьев. Определение размеров и формы зуба Число зубьев фрезы. Число зубьев фрезы − важный элемент ее конструкции, поскольку с увеличением числа зубьев при постоянных значениях остальных параметров производительность обработки увеличивается. Количество зубьев фрезы зависит: ‒ от размера канавок между зубьями, обеспечивающих свободное размещение стружки и ее своевременный отвод; ‒ наибольшего допускаемого числа переточек зуба фрезы при условии обеспечения равномерного фрезерования; ‒ эффективной мощности станка; ‒ вида и габаритных размеров фрезы; ‒ метода крепления вставных зубьев, а также формы и расположения режущих кромок фрезы. При расчете числа зубьев необходимо стремиться к соблюдению одного из основных правил фрезерования: в процессе резания должно одновременно участвовать не менее двух зубьев. Это приводит к более равномерному фрезерованию и увеличивает чистоту обработанной поверхности. Число режущих зубьев zp определяется по формуле = ⁄360 + tgω⁄ ≥ 3, где − угол контакта, град; b − ширина срезаемого слоя; − угол наклона винтовых зубьев, град; D − диаметр фрезы, мм; 3 − число зубьев фрезы. В табл. 5.4 приводятся значения толщины слоя, снимаемого за одну переточку для разных типов фрез (в направлении, перпендикулярном к задней поверхности). 82 83 При выборе числа зубьев у затылованных фасонных фрез следует учитывать следующие обстоятельства: ‒ число зубьев должно обеспечивать необходимую ширину зуба, допускающую значительное число переточек; ‒ число зубьев должно быть назначено с учетом обеспечения достаточного пространства для размещения стружки на минимальном диаметре с минимальной высотой зуба. Проектируя фрезы, необходимо назначать возможно большее число зубьев. При обдирочном фрезеровании, когда за один проход снимается значительный припуск, с предельно допустимой подачей у переточенной фрезы создается опасность защемления стружки в пространстве между зубьями. В этом случае для цилиндрических, концевых, дисковых, шлицевых, пазовых и фасонных фрез наибольшее число зубьев определяется по формуле , = 0,2 ⁄ , , где tmax − наибольшая глубина резания, мм; − наибольшая подача на зуб, мм/зуб. Для торцевых фрез = 0,6 ⁄ , , . При чистовом фрезеровании, когда срезается небольшой припуск, необходимо, чтобы зубья фрезы допускали наибольшее число переточек с сохранением равномерного фрезерования. В этом случае расчет ведется по формуле ⁄4 , ≈ где D − диаметр фрезы, мм; i − число переточек до полной амортизации фрезы; х − величина слоя, снимаемого за одну переточку. Для фрез сборной конструкции, оснащенных твердым сплавом, число зубьев фрезы определяется исходя из эффективной мощности резания. Поскольку эффективная мощность резания при фрезеровании прямо пропорциональна числу зубьев фрезы, то наибольшее число зубьев фрезы может рассчитываться в зависимости от эффективной мощности, параметров режима резания и диаметра фрезы по формулам: 84 а) при обработке сталей = , ⁄ 3,6 ∙ 10 1,14 , , ; б) при обработке чугунов = , ⁄2,53 ∙ 10 , , , . Для сборных конструкций фрез максимально допустимое число вставных зубьев (резцов) определяется возможностью их размещения в корпусе фрезы в соответствии с принятой конструкцией крепления вставных резцов. Фрезы цельные или с припаянными к корпусу пластинками допускают большее число зубьев, но они в ряде случаев неэкономичны с точки зрения удельного расхода твердого сплава. Фрезы сборные наиболее прогрессивные, но имеют меньшее число зубьев. Размещение большего числа зубьев фрезы требует уменьшения габаритных размеров отдельных деталей, иногда всего механизма крепления при сохранении удобного его расположения в корпусе фрезы. Форма зубьев фрезы. При выборе формы зуба фрезы необходимо считаться с технико-экономической целесообразностью, которая характеризуется следующими условиями: ‒ получение зуба фрезы необходимой прочности; ‒ впадина между зубьями по своей форме должна обеспечить свободное размещение срезаемой стружки при наименьшей ее деформации; ‒ получение зуба фрезы, обеспечивающего по форме и размерам наибольшую долговечность при наибольшем допускаемом числе переточек; ‒ создание формы зуба, наиболее благоприятной с технологической точки зрения. По форме зуба фрезы могут выполняться с прямыми, наклонными, винтовыми и разнонаправленными зубьями. Кроме того, форма зуба зависит от конструктивного выполнения фрез, которые могут быть цельными из инструментальных сталей или изготовленными из 85 твердоого сплаава (моно олитные)). Монол литные фрезы, ф в свою оч чередь, разделляются на н фрезы ы-коронки и, целикком изготтовленны ые из твеердого сплаваа, фрезы с пластин нами из ттвердого сплава, припаянн п ными к ко орпусу фрезы ы, и литыее фрезы, где тверддые пласстины зал ливаютсяя одноврееменно с отли ивкой коррпуса фрезы. Целльные фреезы харак ктеризую ются небо ольшими ди иаметрами и (D < 9 мм). Он ни отличааются про остотой иизготовления и позволляют при и малых габаритах г х фрез раазмещатьь относиттельно бо ольшее число зубьев. По П форм ме зубьев фрезы разделяют р тся на осстрозаточ ченные (рис. 55.12, а − д) д и затылованные (рис. 5.12, е). Рис. 5.12. Фор рмы зубьевв фрезы: а − д − остр розаточеннные; е − затылован нная О Острозааточенна ая формаа зубьев − наибо олее расппространенная, достатточно теехнологи ичная в изготовл лении, универсалльная с точки зренияя дорабоотки ее геометри ии под различны р ые условвия обраб ботки, при пеереточкаах во врем мя экспллуатации.. ЗЗатыловванная форма ф зуббьев цел лесообраззна для ннекоторы ых видов ф фасонногоо инстру умента, в основн ном зубо орезного,, но в ин нструментее общего назначен ния не наашла шир рокого примененния. О Особенн ности раззновидноостей осттрозаточ ченных ззубьев сл ледует оцени ивать с учетом пр рочности и зуба, оп пределяеемой угллом заосттрения (угол заострен ния фрез должен ббыть не меньше м 45 4 − 50°)) или фор рмой и 86 размерами передней и задней поверхностей, и объема стружечной канавки, зависящего от формы задней поверхности и высоты зуба, технологичности изготовления, переточек. Одноугловая форма зуба (см. рис. 5.12, а) − наиболее простая и технологичная, образована угловой фрезой за один проход, задний угол а выполняется на ширине ленточки при заточке зуба. Такая форма применяется на торцевых зубьях цельных фрез, у зубьев, расположенных по цилиндру, у фрез малых диаметров с z > 0,3d, у зубьев фасонных фрез. Передняя грань зуба на высоте h может быть прямолинейной на участке, прилегающем к вершине, и криволинейной − на некотором расстоянии от вершины. Для наглядности эти формы передней грани (криволинейная и комбинированная) изображены на отдельных видах зубьев, хотя следует иметь в виду, что такие формы передней грани могут применяться у зубьев любой формы. На рис. 5.12, б изображена форма зуба с ломаной спинкой, выполняемой за два прохода при фрезеровании. Такая форма широко применяется как на цилиндрических, так и на торцевых фрезах, в особенности на фрезах, оснащенных твердым сплавом. Недостаток − бόльшая трудоемкость изготовления, чем формы, приведенной на рис. 5.12, а. Этот недостаток устранен у фрез (см. рис. 5.12, в), где ломаная форма спинки заменена на выпуклую криволинейную, обычно параболическую. Такая форма отличается равнопрочностью и достаточно большим объемом стружечных канавок. Применяется для зубьев на цилиндрической части концевых фрез из быстрорежущих сталей. Параболическая форма спинки обычно заменяется близкой к ней цилиндрической формой, при этом радиус кривизны спинки для концевых фрез диаметром 20 − 50 мм принимается равным (0,3 − 0,45)d. При выборе радиуса кривизны спинки следует стремиться, чтобы этот радиус плавно сопрягался с прямой, наклоненной под углом (причем > , где − задний угол, образуемый при заточке, a − угол между касательной в точке А и задней гранью). Недостатком профиля считается сложность получения равномерной ленточки f при допустимых ошибках в изготовлении параболической или радиусной спинки: даже небольшое смещение спинки относительно оси вызывает резкое увеличение ширины ленточки, что ужесточает требования к точности изготовления, а значит, и повышает трудоемкость формооб87 разования. Этот недостаток формы зуба устранен применением выступающей ленточки (см. рис. 5.12, г, д). Криволинейная форма затылка при такой форме зуба сохраняется. Эта форма имеет все достоинства формы зуба (см. рис. 5.12, в). Применяется она у концевых и насадных фрез для зубьев, расположенных по цилиндру. Недостатком формы является повышение требований к точности изготовления инструмента второго порядка и точности настройки станка. Большая часть концевых фрез зарубежных фирм выполняется с такой формой зуба. Профиль зуба формы, приведенной на рис. 5.12, е, применяется редко, отличается затылованной формой задней поверхности, спад которой k определяется требуемым для резания значением заднего угла а, который при переточке фрезы по передней поверхности должен оставаться постоянным. Важным параметром, характеризующим зуб фрезы, считается также его высота h. С увеличением высоты зуба повышаются число возможных переточек и объем стружечных канавок, но одновременно возрастает нагрузка на корневое сечение зуба за счет увеличения изгибающего момента. Высота зуба обычно характеризуется коэффициентом высоты К и связана с ним зависимостью h = Kd/z. На основании практических наблюдений установлены значения коэффициента высоты зуба К для различных типов фрез (табл. 5.5). Для стандартных концевых фрез значение высоты зуба установлено из зависимости h = (0,06...0,25) d. Т а б л и ц а 5.5 Значения коэффициента высоты зуба К для различных типов фрез Типы фрез Концевые Торцевые и цилиндрические: с крупными зубьями с мелкими зубьями Дисковые двух- и трехсторонние Торцевые, дисковые и цилиндрические для легких сплавов Коэффициент высоты зуба К 0,9 − 1,2 1,2 − 1,5 0,8 − 0,9 1,4 − 1,8 0,7 − 0,9 Не менее важным параметром формы зуба можно назвать радиус r перехода от спинки к передней грани зуба. Как было показано 88 выше, он является концентратором напряжений в зоне перехода и от него зависит прочность фрезы. С целью снижения напряжений необходимо стремиться к увеличению радиуса r, но при этом ослабляется сам зуб и изменяется (в нежелательную сторону) форма передней поверхности. Уменьшение радиуса r увеличивает напряжения на дне канавки и препятствует свободному сходу стружки. Проверка радиуса с точки зрения стружкоотвода и размещения стружки может быть произведена по формуле , = где t − глубина резания, мм, kc − коэффициент размещения стружки (обычно kc = 3 − 4). Упрощенно = . Обычно радиус r выбирается из конструктивных соображений в пределах (0,4 − 0,75) h и значительно превосходит величину, рассчитанную из условия стружкоотвода. Параметры формы зубьев концевых фрез с = 15°, α = 14°, ω = 30 − 45 соответствующего профиля (см. рис. 5.11, д) приведены в табл. 5.6. Снижению колебаний во время резания способствует и неравномерное размещение зубьев по окружности. В табл. 5.7 даны рекомендуемые значения центральных углов между соседними зубьями по окружности наружного диаметра. Т а б л и ц а 5.6 Параметры формы зубьев концевых фрез, мм d 3 4 h 0,8 1,05 0,4 0,5 1,15 1,55 h 0,65 0,95 0,25 0,35 1,3 1,75 5 6 8 при 2 = 3 1,35 1,6 2,15 0,65 0,8 1,05 0,75 2,1 2,8 при z = 4 1,2 1,4 2,0 0,45 0,55 0,7 2,25 2,7 3,6 10 14 20 2,7 1,3 3,5 3,0 1,5 3,5 4,8 2,4 7,2 2,4 1,0 4,5 3,0 1,5 − 89 25 6,0 3,0 − при z = 5 3,6 4,5 2,0 2,5 7,2 9,0 45 − − − при z = 6 7,0 4,0 14 Т а б л и ц а 5.7 Величина центральных углов между соседними зубьями фрез, град Число зубьев 3 4 5 6 8 φ φ φ φ φ φ φ φ 110 90 68 57 42 123 85 72 63 48 127 90 76 57 42 − 95 68 63 48 − − 76 57 42 − − − 63 48 − − − − 42 − − − − 48 П р и м е р 1 . Определить радиус у основания зуба концевой фрезы: d = 20 мм, глубина резания t = 20 мм, S z = 0,15 мм. Решение = , ∙ ∙ = 1,7 мм. , П р и м е р 2 . Определить радиус у основания зубьев торцевой фрезы: D = 110 мм, t = 70 мм, S z = 0,2 мм. Решение = , ∙ ∙ ⁄ , = , мм. При конструировании формы зубьев цельных фрез можно руководствоваться данными табл. 5.8 − 5.9. Т а б л и ц а 5.8 Параметры формы зубьев цельных фрез Характеристика фрезер Высота зуба h, мм Торцевые: с крупными зубьями (0,35 – 0,45)t m с мелкими зубьями (0,5 − 0,65 )t m Радиус впа- Угол канавок Угол спинки Ширина дины задней по ци- по по ци- по t, мм поверхнолиндру торцу линдру торцу сти f, мм d d θ θ 3−4 55 30 − 35 30 20 1,5 − 2 1,5 − 2 45 60 35 25 1 − 1,5 90 Окончание табл. 5.8 Характеристика фрезер Высота зуба h, мм Радиус впа- Угол канавок Угол спинки Ширина дины задней по ци- по по ци- по t, мм поверхнолиндру торцу линдру торцу сти f, мм d d θ θ Цилиндрические: с крупными зубьями (0,35 − 0,4)tm 2–3 55 − 60 с мелкими зубьями (0,4 − 0,65 )t m 1,5 − 2 40 − 45 Отрезные (0,4 − 0,45)t m (0,22 − 0,25)tm − Концевые с крупны- (0,28 − 0,35) tm 2−3 60 ми зубьями − 30 − 1,5 − 2 − 35 − − 1 − 1,5 0,12 30 30 20 1 Т а б л и ц а 5.9 Размеры зубьев цельных фрез Виды фрез Цилиндриче- Торцевые ские Обработка легких сплавов Область Дисковые примене- трехсторонние ния D d z D − − − 40 50 63 80 100 160 200 16 22 22 27 40 40 4 6 6 8 10 10 50 60 80 100 − − Концевые d 16 z 3 D 40 d 16 z 4 d 2−6 z 2 22 27 32 40 − − 4 4 4 5 − − 50 63 80 100 160 200 22 27 27 32 40 50 5 5 6 6 8 10 8 − 20 22 − 45 50 − 63 − − − 3 4 5 − − − 5.4. Конструирование наборов фрез Набором фрез называют группу фрез, установленных на общей оправке для одновременной обработки поверхностей заготовок. При составлении набора фрез необходимо соблюдать следующие условия. 1. Осевая сила должна быть уравновешена. Это достигается путем правильного сочетания и установки фрез с винтовыми зубьями 91 (рис. 5.13). Неуравнов Н вешеннуую частьь составл ляющей силы реезания обычн но направвляют в сторону с ш шпиндел ля станкаа. 22. Фрезы ы при обработке паазов и вн нутренних х поверхнностей до олжны иметь направлление винтовых ззубьев, обеспечи о вающее лучший отвод струж жки (см. рис. р 5.13)). 212145 Ри ис. 5.13. Набор фрезз с уравноввешиваниеем состав-ляю ющих сил резания: р 11,2 − фреззы с левым м и правы ым наклоном м зубьев; 3 − дополн нительнаяя опора ge 10 01 Wednesd day, Decem mber 22, 20 010 3:02 PM M 33. Предуупреждени ие вибрааций. Раввномерность фрезеерованияя можно поллучить, сместив с зубья з одн ной фреззы относи ительно ддругой за счет измен нения рассположен ния шпооночного гнезда фрезы, еесли обы ычный подбоор сделатть этого не н позволляет. 44. Примеенение до ополнитеельной опоры о за счет устаановки второй в серьги и повышает жестк кость заккреплени ия набораа фрез. 55. Обраб ботка повверхносттей заготтовок набором ф фрез повы ышает расход дуемую на резан ние мощн ность какк главногго привоода, так и привода п подачи. Чтобы избежать и поломо ок, нужно о сопосттавить по отребную н нагрузку с допусттимой, укказанной в паспор рте станкка. 66. Скороссть резан ния назнач ачается по о фрезе наибольш н шего диам метра. Г Горизонттальные поверхн ности заготовки обрабаты о ываются зубьяз ми ци илиндрич ческих чаастей фррез набор ра. Дости ижение тточных размер ров, ззакрытыхх допуск ками, меж жду повеерхностяями, котоорые рассположены на разны ых уровн нях, возм можно то олько пу утем преддварител льного ф по их и наружн ному диааметру. шлифования фрез Д Для случ чая фрезеерованияя уступа (рис. 5.14, а ) иссполнитеельные диамеетры фрез, как правило, оп пределяю ются по следующ с щим форм мулам: 92 D = ( м + ∆ − 2δ) − 2(∆ − δ); D = (D + 2А А + ∆ − 2δ) − 2(∆ − δδ); = (А + − ∆) + 2(∆ 2 − ), где Dм − ди иаметр меньшей м й фрезы,, приним маемый при еее конструирровании; D и D1 − исполн нительны ые номинаальные ддиаметры ы фрез; ∆ − п половинаа допуска на раззмер А; δ − доп пустимоее биение фрез; Н = (D D1 − D)/22; 2(∆ − δ) δ − допууски на ди иаметры D, D1 и рразмер Н. Е Если доопуск наа размер А усту упа задаан на чеертеже несимн метри ично, над до произввести перрерасчет данного размера А. П Приведем м примеер расчетта осевы ых размер ров при фрезеро овании паза и двух бообышек рычага р оддной диссковой тр рехстороонней фрезой 2 и двум мя двухсторонним ми фрезаами 1 и 3 (рис. 5.1 14, б). а) Рис. 5.114. Пример ры набороов фрез с указанием у м рассчиты ываемых размеров: а − фрезерова ф ание уступ па; б − фреезерованиее паза Д Для опрееделенияя расстоян ния межд ду фрезаами, по кооторым нужно н подби ирать усттановочн ные колььца, надо о знать ф − ширрину диссковой фрезы ы 2 и рассстояние между ф фрезами 1 и 3. Раззмеры фррезы 2 раассчитываю ют в зависимости от наибоольшей и наименьшей шиирины пааза: 93 ф.нб = п.нм + п− ∆ + ∆ф ; ф.нм = п.нм + п − ∆ + ∆ф − ф, где ф.нб и ф.нм − наибольшая и наименьшая ширина фрезы; п.нм − наименьшая ширина паза по чертежу детали; п – допускаемое отклонение на ширину паза по чертежу; ∆ − величина торцевого биения фрезы; ∆ф − погрешность обработки («разбивание» паза); ф − допустимое отклонение на изготовление фрезы (по ширине). Величину разбивания паза ∆ф в зависимости от биения торца фрезы ∆ можно принять согласно табл. 5.10. Т а б л и ц а 5.10 Зависимость разбивания паза от биения торца фрезы ∆ , мм 0,03 0,05 0,08 D, мм До 50 50 − 125 Свыше 125 ∆ф , мм 0,06 0,09 0,12 Значения торцевого биения зависят от диаметра фрез. Для дисковых трехсторонних фрез можно пользоваться данными, которые отражают зависимость биения от диаметра фрезы. Допустимые отклонения на изготовление фрезы даны в табл. 5.11. Т а б л и ц а 5.11 Допустимые отклонения , в зависимости от допуска на ширину паза, мм п.нм 3−6 7 − 10 δ п +0,08 +0,16 +0,3 +0,1 +0,2 +0,3 δ ф п.нм -0,02 11 − 18 -0,03 -0,1 -0,03 19 − 30 -0,04 -0,1 δ п +0,12 +0,24 +0,3 +0,14 +0,28 0,3 δ ф 0,03 0,05 -0,1 -0,04 -0,06 -0,1 Расстояние между фрезами в первую очередь зависит от размера В детали (см. рис. 5.14, б). На этот размер влияют также погрешность обработки (разбивание) ∆ф ; биение торцевых зубьев фрезы ∆ ; износ фрез ∆и ; погрешность установки фрез ∆уст . Допуск на размер В δ = 2∆ф + 2∆ + 2∆и + 2∆уст . Исходя из этого можно определить допуск на износ торцевых зубьев фрез 94 ∆и = , ( − ∆уст ) − (∆ф + ∆ ). В Величин ну ∆уст , как прравило, принимают на основее статистичческих данных. д У Установоочный раазмер В' определяяется по формулаам: ′ − 2 ∆ф + ∆ − ∆и ; нб = нм + ′ − 2 ∆ф + ∆ − ∆и − ∆уст . нм = Bнм н + Д Для подб бора устаановочны ых колец ц (при сим мметриччной устаановке фрез А 1 = А 2 = А) нахо одим ′ Анб = 0,5( нб − ф.нм ); ′ Анм = 0,5( нм − ф.нб ). У Установоочные кольца бы ывают в четыреех исполлнениях (1, 2, 3, 4). Д Для бысттрого сосставлени ия комплекта колец требууемого раазмера компллектовку, как пр равило, начинаю ют с тонких коолец, которые содерж жат соты ые и дессятые доли миллимеетра. Их подбираю ют таким образом, чтобы остаток сосставлял целое ц метров. Затем З число миллим берут кольцо наибол льшей ширин ны, послле чего − еще одно ккольцо, дополняю д ющее наборр до задан нной сум ммы. Н Некотороое расспространеение поллучили регулируеемые распорные кольца, п позволяю ющие точно т устаноовить фрезы ф наабора (рис. 5.15). В этом сл лучае сначалла набиррают несколь- Рис. 5.15.. Регулирууемое расппорное колльцо: 1 − гайка; 2 − основ вание колььца с делеенияко ноормальны ых устано овочми; м 3 − ука азатель оттсчета ных кколец на длину у, несколькко меньш шую разн ности заданн ного расстояния между ф фрезами и миним мальной ширины регулируеемого колльца (муф фты), поссле чего с помощ щью муфтты регули ируют расстоояние меежду фрезами на ззаданный й размер. 95 Глава 6 Р РАСЧЕТ Т И КОН НСТРУИ ИРОВАН НИЕ ФАС СОННЫ ЫХ ФРЕЗ З 6.1.. Особенности коонструкц ции фасо онных ф фрез Ф Фасонны ые фреззы примееняются для обрааботки слложных сопряс гаемы ых наруж жных повверхностеей. Наил лучшим образом о преимущ щества фасон нных фреез сказывваются прри обраб ботке изд делий с ббольшим м отношениеем длины ы к шири ине фрезееруемых поверхностей. Ф Фасонны ые фрезы ы по метооду обраазования задней пповерхно ости в основном являяются заттылованн ными. Фр резы с заатылованнными зу убьями обеспечивают неизмен нный и идентичный про офиль оббрабатывваемой детали и в течен ние всего о периодда эксплу уатации. Фрезы ззатачиваают по передней повеерхности. Прострранство для д размеещения сстружки по п мере пеереточки увеличи ивается ддля заты ылованны ых фрез (рис. 6.1, а), уменььшается для д фрез с острокконечным ми зубьям ми (рис. 6.1, б). Рис. 6.1. Форм ма зубьев и заточка фрез: ф ных; б − осстрозаточеенных а − заатылованн В качесттве криво ой для заатылован ния зуба в большиинстве сл лучаев прини имается спираль с Архимеда А а (рис. 6.2, а). У Уравнение спираали Арххимеда в полярной систееме коор рдинат имеетт вид = , где и − сооответстввенно раадиус-векктор и по олярныйй угол в радиар нах ррассматри иваемой точки спирали; − постоянныйй коэффи ициент пропоорционалльности, характерризующи ий размееры спиррали. При и угле 96 = 2 радиусс-вектор = , ттогда b = и ураавнение спирали будет иметьь вид ρ= θ. Рис.. 6.2. Затылование зуубьев по спирали с Архимеда А П Примени ительно к зубу ф фрезы ур равнение спиралии Архимееда по верши ине имееет вид = − 2 , где R − наруж жный ради иус фреззы. ЗЗадний угол у а меежду касаательной й к спираали S − S и касатеельной к окруужности W − W, проведен нными в точке А (рис. 6.22, б), буд дет равен 1 t = tg , = , tg = = 2 2 или cttg = . У Угол а получен н с исп пользован нием фо ормулы из дифф ференциалььной геом метрии. П Подъем спирали и К = aa/z, где К − подъем п сспирали, соответстввующий шагу зуб бьев; z − число зу убьев фрезы. С Следоваттельно, 97 tgg = . 2 П Полагая = R, находим м зависим мость меежду заддним угл лом на верши ине зуба а b , ради иусом R, числом м зубьев г и величчиной заатылования фрезы: tgg = . Т Тогда велличина заатылован ния будетт равна E = tgα , где D − диамеетр фрезы ы. Э Эту велич чину мож жно выби ирать из табл. 6.1 1. Н На рис. 6.3 6 показзана прин нципиалььная схем ма взаим много рассположенияя фрезы и кулачк ка при заатылован нии. В начальны ый момен нт расстояни ие междуу осями фрезы ф и ккулачка L = R + l + + ∆, где l − длина затылово з очного реезца; − наимен ньший раадиус кулачка; ∆ − вееличина отхода о реезца от ф фрезы. Ри ис. 6.3. Заввисимостьь между вееличиной затылован з ния зуба фрезы и ввеличиной й спада кул лачка 98 99 Величина затылования Т а б л и ц а 6.1 При повороте фрезы на некоторый угол , соответствующий углу поворота кулачка , расстояние L определяется по формуле = + + + ∆, где − радиус-вектор точки касания наружной кривой затылования по вершине резца; − радиус-вектор точки касания кулачка и резца. Приравняв оба выражения, получим: = + − . = При повороте фрезы на шаг кулачок поворачивается на угол θ = 2 . Разделив одно на другое, получим: 1 = , откуда = , что после замены = и + дает уравнение кулачка . Из формулы видно, что данное уравнение является также уравнением спирали Архимеда. Подставляя а = kz, получаем: = + . (6.1) Формула (6.1) позволяет сделать вывод, что для кулачка, предназначенного для затылования по спирали Архимеда, величина спада за один оборот равна величине затылования. Таким образом, в противоположность другим кривым затылования (например логарифмическая прямая) размеры кулачка для спирали Архимеда не зависят от диаметра фрезы и определяются только величиной затылования. Определение задних углов для различных точек фрезы Пользуясь уравнением для заднего угла ctg = , можно определить значение заднего угла для точки 2 ( , 2), если известен задний угол для другой точки 1 ( , ) (рис. 6.4, а). Эти углы рассматриваются в плоскости, перпендикулярной к оси отверстия фрезы: ctg = и ctg = 2. 100 Рисс. 6.4. Определение ззадних угл лов в различных точчках ззуба фрезы ы Вычитаая почлен нно, имееем: ctg g α - ctg α = θ − θ = φ, откуда ctg = ctg (α - φ), где φ = θ − θ − естть угол п поворота радиусаа-вектораа при пер реходе из одн ного полоожения в другое. П Предполложим, чтто задан задний угол у на вершине в зуба αВ = α = = 15°,, тогда заадний угол α у кконца сп пинки, считая ширрину зуб ба равной 2//3 окруж жного шагга зубьевв и число о зубьев z = 10, оппределиттся таким об бразом: φ= 2π 2 ∙ = 0,42; 3 ctg α = ctg α − φ = 3,7 73 − 0,42 2 = 3,31, откуда α = 166°50'. 101 Высота профиля зуба фрезы должна оставаться неизменной после каждой переточки. Поэтому все кривые затылования, проведенные через другие точки, лежащие между вершиной и впадиной, должны быть расположены во всех радиальных сечениях на одинаковом расстоянии от кривой по вершине зуба (рис. 6.4, б). Эти кривые являются конхоидами спирали Архимеда. Уравнение спирали Архимеда по вершине зуба фрезы имеет вид a ρ =R− θ . 2π Для любой точки кривой (с радиусом-вектором ρк ), отстоящей от кривой по вершине зуба на расстоянии h к , уравнение может быть записано следующим образом: − к= − − к. к = Для кривой у дна впадины ρк = ρ − h или ρ =R− θ −h=r− θ . Радиус = − ℎ есть радиус окружности, проходящей через заданную точку 3 у дна впадин, отстоящую от вершины зуба на расстоянии h. Задний угол α для любой точки А определяется аналогичным образом, как и задний угол α на вершине зуба, а именно (рис. 6.4, в): = tgα = ; = ( ( ) ) . Делим одно выражение на другое и получаем ρ ρ tgα = = , tgα ρ ρ −h откуда tgα = tgα . 102 Предположим, что задний угол на вершине зуба = 15°, число зубьев z = 10, высота профиля h = 7 мм, радиус фрезы R = 35 мм; тодля точки 3, лежащей на кривой у дна впадины на гда задний угол расстоянии R − h − r, будет равен tg = tg = 35 tg 15° = 0,334, 28 откуда = 18°20'. Задний угол для точки пересечения 4 радиальной прямой, проходящей через последнюю точку спинки зуба, и нижней кривой затылования определяется по одной из следующих формул: tg = tg или ctg = ctg − , что при тех же данных дает = 21°. На рис. 6.4, в показаны значения задних углов , , , в соответствующих предельных точках зуба фрезы. Наименьшее значение имеет угол , относящийся к вершине зуба, тогда как задние углы для всех других точек будут иметь повышенные значения, что является положительным фактором (см. рис. 6.4, в). Из этого следует, что спираль Архимеда как кривая затылования обеспечивает вполне благоприятные задние углы для всех точек профиля зуба. До сих пор мы рассматривали задние углы в плоскости Р − Р, перпендикулярной к оси фрезы (рис. 6.5, а). Как известно, в общем виде задний угол в измеряемой плоскости заключается между плоскостью, касательной к затылованной поверхности зуба, и плоскостью, касательной к поверхности, образованной при вращении режущей кромки (например вершины зуба). Обе плоскости являются касательными, проведенными к одной и той же точке, через которую можно провести бесконечное количество измеряемых плоскостей. Однако нас интересуют только три плоскости измерения (см. рис. 6.5, а): 1) Р − Р − плоскость, перпендикулярная к оси отверстия фрезы; 2) О − О − плоскость, параллельная оси отверстия; 3) N − N − плоскость, перпендикулярная к проекции боковой режущей кромки на плоскость, перпендикулярную к передней поверхности (на рис. 6.5, а плоскость чертежа). 103 б)) Рис. 6.5. Опред деление заадних угло ов в различ чных секуущих плоскостяях для прооизвольной точки зу уба фрезы К Касателььная плосскость к затыловаанной по оверхностти можетт быть заданаа двумя касателььными к одной и той же точке т С прямыми и, располож женными и в этой плоскост п ти. Одна из них − прямаяя СЕ, кассательная к спирали Архимед да, другаая CF − касательная к крривой пр рофиля зуба. К Касателььная плосскость к поверхн ности цил линдра м может бы ыть задана ттакже двумя касаательным ми к той же точкее С прям мыми, рассположенны ыми в этоой плоск кости. Оддна из ни их прямаая C N , пперпендик кулярная к радиусу-вектору у (наприм мер с − для точк ки С), дрругая CF F касательнаая к криввой проф филя зубаа. О Обозначи им задни ие углы в измеряяемых пл лоскостяхх: в плосскости Р−Р Р, − в плоскост п ти О − О и в плоскост п ти N − N и, кромее того, через − угоол на верш шине. Ранее бы ыла вывеедена форрмула 104 tg Угол = tg . (рис. 6.5, б ) определяется следующим образом: tg = ; = tg ; 1 = . tg После подстановки имеем tg = tg tg = tg tg , где − угол, заключенный между касательной к профилю и осью профиля (т.е. прямой, перпендикулярной к оси фрезы). Угол определяется следующим образом: tg = ; = ; = sin . После подстановки получаем tg = tg sin = tg sin . (6.2) Из выражения (6.2) видно, что угол является минимальным по своей величине по сравнению с задним углом в других сечениях. Разница между и практически мала и для максимального зна= 0,97 . Тем не менее при расчете угла чения = 15° имеем пользуются величиной . становится меньше и на участС уменьшением угла угол ках режущих кромок с = 0 задний угол получается равным нулю. При расчете обычно задаемся минимально допустимым задним углом на боковых кромках в пределах 2 − 3° и только в исключительных случаях его можно снизить до 1 − 1,5°. Затем аналитическим путем или графически определяем угол для самой неблагоприятной точки боковой кромки, т. е. минимальное его значение. Если оно оказывается меньше 5°, то необходимо принять меры к его повышению какими-либо искусственными методами. 105 Н Напримеер, для дисковых д х зуборезных фр рез провоодится прямая п под ууглом 5° (срезающ щая частть эвольввенты), дл ля фрез с полукр руглыыпуклым ми и вогн нутыми профиляями пред дусмотреены скосы под ми вы углом м 10° (рисс. 6.6) и т. т д. Рис. 6.6. Полуукруглые профили п зубьев ЗЗная и , нах ходим заадний уггол соглассно форм муле tg = на вершинне зуба фрезы g tg . sin n П После эттого опрееделяем величин ну затыло ования и подбирааем из ряда рразмеровв кулачко ов наибоолее подх ходящий при сооттветству ующем округглении вееличины его спадда. Н На практтике при именяют задний угол у на вершине в е зуба в предеп лах 8 − 15°, чаще ч всегго = 110 − 12°.. Выбор меньшегго угла на н верызывает резкое ууменьшеение задн него углла на бо оковой шине зуба вы свыше 15 − 17°° вызываеет из-за ббольшой й великромкке. Выборр угла чины затыловвания осл лаблениее тела фр резы. Из--за этогоо при тер рмической обработкке фрезаа может получитьь трещин ну от днна впадины до шпоночной каанавки. 6.22. Углов вое заты ыловани ие фасон нных фр рез Н На практтике частто прихоодится иметь дел ло с фреззами, профиль которрых облад дает учасстками с углом = 0, а следовате с ельно, и углом 106 = 0. Если и конфиггурация профиляя не даетт возмож жности искуси ным путтем повы ысить уг ол , то огда целесообраззно прим менить ственн для тааких фреез углово ое затыллованиее под нек которым ууглом к прямой, п перпенди икулярно ой оси фррезы (рисс. 6.7). Рис. 6.7. Располож жение супп порта при угловом затылловании фрезы ф П Перемещ щение резца под углом обеспечив о вается пооворотом м суппортаа. Некотоорые вид ды профи илей при иходится обрабаттывать пр ри помощи и угловогго затыл лования ((рис. 6.8 8). Оно может м оссуществл ляться различными методами м и: аа) в нессколько переходо п ов отделььно для правых и левых боковых уучастков профиля п я (рис. 6.88, а); б б) в одн ну операц цию одноовременн но; вв) отделльно боко овые и ци илиндрич ческие зу убья (рисс. 6.8, б). В Выбор тоого или иного и меетода дляя конкреттного слуучая зави исит в основвном от формы ф профиля. п Она вли ияет на величину в у задних углов на верршине В и на боковых б режущи их кромк ках (ссм. рис. 6.5), а такжее на связаанные с ними велличины затыловаания в зааданном и требуемоом (угловвом) напр равленияях. 107 Ри ис. 6.8. Про офили, треебующие углового у затылован з ния: а − прямоой; б − сфеерический й Р Рассмотррим на примере п расчет данных д для д угловвого заты ылования. Н На рис. 6.9, 6 а при иведен п профиль фрезы, ф характери х изуемый углом φ .П Пунктирными лин ниями пооказан совмещен нный проофиль втторого зуба. В Величин на затыло ования s, соответсствующаая затылоованию под п углом τ,, определляется изз косоугоольного треугольн т ника ABC C по фор рмуле φ = , (φ τ) (6.3) где k − велич чина заты ылованияя в плосскости, перпенди п икулярно ой оси фрезы ы; = tgα α. 108 Ри с. 6.9. Рассчет данны ых при угл ловом заты ыловании В формууле (6.3) два неиззвестных s и . Обычно заадают уггол в пределлах 3 − 6° 6 и опрееделяют ss. Если величина в s получиилась неззначительноой, то слледует ум меньшитть угол . При пр роектироовании нееобходимо выбиратть угол как мож жно менььше, а вееличину затыловаания s как моожно болльше. Ессли проф филь фрезы очерч чен по крривой, то о угол неообходимоо брать для д самой й неблагоприятно ой точкии, т. е. таам, где он имеет мини имальную ю величи ину. П Предполложим, дан профи иль фреззы, зубьяя котороой необходимо затыловать од дновремеенно при и помощи и одного о кулачкаа как по периферии и, так и с торца. Заданы следующ щие данн ные: велиичины заатылования для цили индричесских зубььев k и для д торцеевых h. Т Тогда уггол накло она супп порта и величина в а затылоования оп пределяютсся по форрмулам ttg = = или , cos ℎ . cos В Величин на s подл лежит оккруглени ию до бл лижайшеего числаа ряда размерров кулаачков. = 109 Необходимо отметить, что угловое затылование вызывает изменение ширины профиля при переточках фрезы. Это изменение зависит от формы профиля. Например, если затылование фрезы с симметричным профилем осуществляется тремя резцами (рис. 6.9, б), то величина сужения профиля у вершины при переточке зуба на половину окружного шага определяется таким образом: ∆ =( − )tg , где ∆ − величина сужения; k − величина затылования в плоскости, перпендикулярной к оси зуба фрезы; − величина затылования у вершины зуба. Величина k может быть определена из формулы (6.3) = sin( + ) После подстановки ∆ sin( + ) = − 2 sin . tg , где s и х − величина затылования и угол поворота суппорта при угловом затыловании. Тогда ширина зуба = −∆ . Угловое затылование применяют в основном для фрез, предназначенных для предварительной обработки. Для чистовых фрез оно рекомендуется в том случае, если они сделаны разъемными. Это позволяет путем постановки прокладок компенсировать уменьшение ширины профиля. Толщина прокладок также меняется при переточках фрезы. Конструктивные элементы затылованных фрез При проектировании затылованных фрез необходимо рассматривать наружный диаметр, диаметр отверстия, длину фрезы, число зубьев, угол и форму впадины (рис. 6.10). Наружный диаметр при заданной высоте профиля h определяется по формуле D = (2...2,2 )d0 + 2,2 h + (2...6), 110 где d0 − диамеетр посад дочного оотверсти ия, мм; h − высотаа профил ля, мм (рис. 66.10, а). Рис. 6.10. Схема опрределенияя конструк Р ктивных нтов зубьеев затыловванной фреезы элемен М Меньшие значен ния коэф ффициентов при d0 приннимаютсся для фрез б большихх диаметр ров. Поллная выссота зубаа определляется изз формулы = ℎ + + . П При этом м провер ряют толлщину сттупицы фрезы, ф кооторая должна д соотвеетствоватть − 2 = . 2 Д Для пред дварител льных раасчетов наружный н й диаметтр фрез можно м выбиррать из таабл. 6.2. Т а б л и ц а 6.2 Наружны ый диамеетр D фррез с заты ылованно ой формоой зубьевв Для ввысоты пр рофиля h, мм D, м мм 5 6 113 45 45 50 55 116 50 50 55 60 65 70 222 − − 65 70 75 85 90 95 227 − − 75 80 90 95 100 105 1 110 115 332 − − − 90 95 105 115 120 1 125 130 135 1140 − 440 − − − 105 110 120 125 130 1 135 140 150 1155 160 16 65 170 8 10 12 15 18 20 22 25 2 111 28 330 32 35 3 40 − − Номенклатура диаметров затылованных фрез шире, чем остроконечных. Согласно стандартам, затылованные насадные фрезы изготавливают диаметром 40 − 120 мм через каждые 5 мм и до 230 мм с различными интервалами (10 − 15 мм). Диаметр отверстия выбирается на основании расчета оправки на прочность и виброустойчивость и зависит в основном от высоты профиля h, а также от ширины фрезерования В. Для обычных условий профильного фрезерования можно использовать данные табл. 6.3. Т а б л и ц а 6.3 Диаметры отверстий под оправку d 0 фрез с затылованной формой зубьев Ширина фрезерования В, мм До 6 6 − 12 12 − 25 25 − 40 40 − 60 60 − 100 d 0 для условий работы обычных 13 16 22 27 32 40 тяжелых 13 22 27 32 40 50 Радиус скругления дна впадины играет большую роль как для прочности зуба, так и для изготовления фрезы (см. рис. 6.10, б) Скругление дна впадины (см. рис. 6.10, в ) выполняется от последней точки М затылования. Центр скругления должен лежать посредине дуги l или хорды, стягивающей центральный угол . Радиус r определяется по следующим формулам: = sin = = 0,017 (по хорде), (по дуге), где φ − центральный угол. Меньшие значения коэффициентов при d0 принимаются для фрез больших диаметров. Полная высота зуба определяется из формулы = ℎ + + . При этом проверяют толщину ступицы фрезы, которая должна соответствовать 112 − = 2 . 2 Д Для пред дварител льных раасчетов наружный н й диаметтр фрез можно м выбиррать из таабл. 6.2, из которрой видно о, что вы ысота проофиля h выросв ла в 16 раз, вы ысота зуб ба H − в 5,9 разза, тогда как диам метр фреезы − в 3,4 рааза. Если сохранитть для ди иаметра повышени п ие в 5,9 рааза, то он н будет равен 300 мм. Этот ди иаметр оччень вели ик для об бычных ггоризонттальнофрезеррных стаанков, и поэтомуу необход димо при инимать меньший диаметр ф фрезы, а следоваттельно, и меньшеее число зубьев. з П При выбооре числа зубьев можно пользоват п ться ориеентировоч чными данны ыми для фрез ф с неш шлифоваанным пр рофилем (табл. ( 6.44). Т а б л и ц а 6.4 Число зубьеев фрез с нешлиф фованным м профиллем Числло зубьеев, z Диамеетр фрезы ы D, мм 18 16 14 12 11 10 9 8 40 40 − 45 50 5 − 55 600 − 75 80 − 105 110 − 125 1300 − 140 150 0 − 230 Угол впаадины меежду зуббьями. Согласно рис. 6.111 угол вп падины б опрееделяетсяя по формуле = + . Рисс. 6.11. Заввисимостьь между паараметрам ми зуба фррезы и кулачкоом для заттылования 113 В целях обеспечения достаточной прочности сточенного зуба сторона впадины у спинки зуба должна быть наклонена под углом I к радиальной прямой, проходящей через последнюю точку на вершине зуба. Угол принимается равным 15 − 20°. Это утолщение у основания полностью сточенного зуба предохраняет его от поломки в том месте, где в процессе фрезерования действует наибольший изгибающий момент. При = 0 толщина зуба у периферии получается излишне массивной, что может вызвать деформации при термической обработке и трудности при затыловании и шлифовании (из-за седловины). Выбор угла обусловлен соотношением между углами фрезы и кулачка для затылования (см. рис. 6.11). Во избежание смятия вершины зуба при входе резца и образования неснятого усика из-за преждевременного выхода резца из соприкосновения с поверхностью фрезы необходимо предусмотреть дополнительные углы и на перебеги резца. Таким образом, начало рабочего хода резца совпадает с линией 0 − I, а конец − с линией 0 − IV, отстоящей на угол от линии 0 − III, проведенной через последнюю точку М нижней кривой затылования. Углы и берутся небольшими, и сумма их (В = + ) не должна превышать 1,5 − 2°. Угол А, равный + В, соответствует рабочему ходу резца, а угол С − холостому ходу резца. Отношение А/С зависит от формы кулачка. В практике встречаются кулачки 60 и 90°, т. е. = 6 или 4 . Кулачки 90° применяются для фрез, для которых требуется увеличенная ширина впадины (например для некоторых фрез со шлифованным профилем с целью обеспечения свободного выхода круга или для фрез, образующих при резании большое количество стружки). Кулачки 60° получили преобладающее распространение на практике и применяются для фрез с обычной формой впадины. При затыловании каждому обороту кулачка соответствует поворот зуба фрезы на угол (А + С), причем на долю рабочего хода (для А) приходится 300 или 270°, а на долю холостого хода (для С) − 60 или 90°. На основании этого А = (5/6 или 3/4) ; С = (1/6 или 1/4) . Кроме того, φ = А − В; В = φ − 114 ; = − φ. П После раасчета вееличина уугла оккругляется до блиижайшегго значенияя ряда угглов, при инятых длля фрезеерования впадин затылованных фрез, а именно: 18, 22 2, 25, 30° и только в редки их случааях 45° (н наприых гребен нчатых фрез). ф мер длля резьбоонарезны Д Для ориеентирово очных поодсчетов можно принимат п ть ширин ну зуба равной 0,65 − 0,7, а ши ирину вп падины раавной 0,3 35 − 0,3 оокружного шага. Ф Форма основан ния впаддины. При П сим мметричнном про офиле, больш шой его высоте в и малой ддлине осснованиее впадины ы обычн но располагаается парраллельн но ее оси и. Однако о в большинствее случаевв целесообразно фреезероватьь впадин ну с накл лоном по од одним м или несколькими углами. Это дает возмоожность придатьь зубу бболее про очную формуу, как этто нагляд дно видн но из сраавнения двух д варииантов выполв ненияя основан ния впади ины по 1 − 1 и 1 − 2 (ри ис. 6.12, а ). При и односторон ннем проофиле нааправлен ние накло она основ вания вппадины оп пределяетсяя путем проведен ния касаательной к наибо олее глуббокой точке М профи иля (рис.. 6.12, б)). Паралллельно пр рямой N N на раасстоянии и, равном х = k + r, отклаадываемоом перпеендикуляярно оси фрезы, провоп дят пррямую W − W, которая и яявляется основанием впаддины. Ри ис. 6.12. Формы осноования впадины меж жду зубьям ми 115 Н На рис. 6.13, а дно д впади ины образовано при пом мощи тро ойного фрезеррования и можетт быть зааточено в два про охода по прямым м ЕК и GF. Гллубина впадины в Н приблизительн но равна h + х, гдее х = k + r. Р 6.13. Оформлен Рис. О ние основаания впади ины между ду зуб бьями для характерн ных профи илей Д Для полуучения минималь м ьной высоты зуб ба Н дляя фрезы достад точноо исходитть из высоты проофиля деетали h, а не проофиля h 1 (рис. 6.13, б). Поэттому череез конечн ную точкку S пров водим пррямую CD D, касателььную к ней, н и от нее отклладываем м расстоян ние х = k + r. Ло оманая линияя MNO и будет служить с основанием впад дины. Онна можетт быть замен нена и другой д ломаной, напримеер МТО. Фрезеррование такой впади ины осущ ществляеттся в дваа проходаа (по MN N и NO) , а заточ чка − в один (по лини ии CD). П При сим мметричн ном проф филе, коггда кромк ки сходяятся под углом и не и имеют крриволинеейных уччастков, глубина г профиля п я детали может м быть принята условно за нуль,, и высотта зуба бу удет состтоять из одной величчины х − k + r (рис. 6.133, в). Впадину фр резеруютт и затачивают в три прохода. ЗЗаточка в три пр рохода трребует до ополнитеельных ззатрат вр ремени и не ввсегда даает хорош шие резуультаты, так т как снять с одиинаковый й слой металлла при всех в трех х проходдах затру уднительн но. В реззультате этого перед дняя повеерхность будет поокрыта уступами у и. Кроме того, из--за повышения сред дней частти впади ины (см. рис. 6.12 2, в) проостранствво для помещ щения сттружки оказывае о ется малы ым. Для избежанния этих недостаткоов целессообразно основаание впаадины фрезерова ф ать таки им образом м, чтобы горизонттальный участок CD не лежал вы ыше конечных точекк А − А профиля п я детали. При такком офор рмлении ззаточка может м 116 быть осуществлена за один проход. Наклонные участки ЕС и DF фрезеруются отдельно. Наличие их исключает надобность в опускании горизонтального участка CD на величину Х = K + Г , что усиливает зуб на величину CDEF. Глубина боковых прорезей Н 1 определяется по формуле (см. рис. 6.12, в) = − + sin , где R2 − радиус окружности, проходящей через последнюю точку на нижней кривой затылования; − угол фрезерования прорезей, который обычно выбирается равным углу наклона профиля зуба на этом участке (в общем случае оба угла могут быть и не равны друг другу). Фрезы с передним углом. Затылованные фрезы большей частью изготавливаются с передним углом = 0. Объясняется это тем, что положительный передний угол осложняет расчет, изготовление и контроль фрез, а также вносит погрешность в профиль детали после первой переточки, несмотря на то, что новая фреза никаких искажений не дает. Однако фрезы с положительным передним углом работают в более легких условиях, поэтому на практике их применение целесообразно. Для устранения погрешности, вызванной наличием угла > 0 (рис. 6.14, а), профиль фрезы должен быть подвергнут корректированию. При угле = 0 в образовании профиля детали участвуют одновременно все точки 1, 2, 3... и т.д. (рис. 6.14, б) профиля фрезы, так как все они расположены в диаметральной плоскости МО, перпендикулярной к направлению фрезерования. В этом случае высота профиля детали получается равной высоте профиля фрезы. Если угол > 0, то точки режущей кромки зуба фрезы вступают в работу постепенно в порядке очереди, по мере совпадения каждой точки фрезы с плоскостью, перпендикулярной к направлению резания. В процессе фрезерования точка Р движется по окружности радиусом R и при пересечении диаметральной плоскости образует на профиле детали точку А (рис. 6.14, а). При = 0 отрезки спиралей пересекаются с радиальной прямой МО в точках 1, 2, 3 и т. д. При > 0 они пересекаются с прямой MW в точках 1′ , 2′ , 3′ и т. д., расположенных ниже и правее (рис. 6.14, б). При отсутствии корректирования фреза с расположением передней поверхности по 117 прямоой MN дает д на детали неесколько удлинен нный проофиль, таак как высотта профилля ее ℎ∆ больше ввысоты профиля п зуба фреезы h. Для Д получен ния требууемой вы ысоты пррофиля детали нееобходим мо коррек ктировать п профиль фрезы, т. т е. умееньшить его на величину в у k x = h∆ − h (рис. 66.14, в). Рис. 6.1 14. Опредееление про офиля зуба фрезы с положител п льным передним угл лом К Корректи ированию ю подверргаются все высо отные раазмеры профип ля, тоогда как осевые размеры ы из-за оттсутствия искажеения осттаются без иззмененияя. Величина пони ижения профиляя для расссматривваемой точки и Р опред деляется таким т оббразом: k x = h∆ − h, где = ° . = η − γ; sin η = ; = − ℎ∆, где η − угол между м MP и ОР ((см. рис. 6.14, в). П По этим формул лам можн но найти и величину пониж жения вы ысоты для кааждой тоочки проф филя фреезы, задааваясь раазличным ми значен ниями R x . Из-за искаажения высоты в п профиля искажаеется такж же и угол л профиля. При зад данном угле накллона проф филя деттали (наппример 60° для метри ической резьбы) р угол у проф филя фреезы наход дим по ф формуле 118 tg = tg . В Все указзанные формулы ф необход димы дляя расчетаа профил ля новой ф фрезы. Од днако точ чность егго наруш шается уж же послее первой переи. Погреш шность профиля п зависит от двух причин: метода переточки точки и фрезы; метода м установки и резца при п затыл ловании. П Передни ий угол (ссм. рис. 66.14) определяетсся по форрмуле sin = , н где r0 − радиуус вспомо огательноой окруж жности; R н − радииус нару ужной жности пеереточен нной фреззы. окруж П При перееточках можно м осставлять постоян нными или r0. В первом сллучае рад диус r0 будет б умееньшатьсся, во втором слуучае переедний угол будет увеличив у ваться. Каак первы ый, так и второй сспособы переточки и являютсся источн никами п погрешности про офиля дет етали. Рассчеты показы ывают, что ч погр решностьь получаается мен ньше прри перетточках фрезы ы на посттоянный угол. у П При заты ыловании и резец м может быть устаановлен по одном му из трех м методов (рис. ( 6.15 5): 1) перед дняя по оверхностть резцаа совпад дает с передней поверхноостью фррезы, при ичем резеец имеет угол у = 0; 0 Ри ис. 6.15. Методы М усттановки реезца при затылованиии 119 2) передняя поверхность резца совпадает с передней поверхностью фрезы, причем величины передних углов обоих инструментов одни и те же; 3) передняя поверхность резца проходит через ось фрезы, причем угол резца равен нулю. Пунктирными линиями на рис. 6.15 показаны последовательные положения передней поверхности резца при затыловании. Третий способ затылования наиболее простой, так как не требует никаких затруднений при установке резца по сравнению с другими способами. Из трех способов наибольшую точность дает второй. Погрешность профиля детали может быть устранена, если при каждой переточке принимать новый передний угол, соответствующий диаметру переточенной фрезы. Уменьшение диаметра фрезы при каждой переточке прямо пропорционально уменьшению переднего угла. Для фрез с углом = 0 профиль детали не зависит от формы кривой, принятой для затылования, и он не меняется при переточках. Фрезы с > 0 вызывают погрешность профиля детали при каждой переточке, причем величина погрешности изменяется в зависимости от метода установки резца при затыловании. Если третий метод обеспечивает получение для всех точек профиля фрезы кривых затылования в виде архимедовой спирали, то первые два метода дают архимедову спираль только на вершине зуба. Для всех остальных точек кривые затылования имеют другую форму. Отсюда следует, что точность профиля детали, полученного при обработке фрезой с > 0, зависит от формы кривой затылования. Это позволяет сделать вывод, что для фрез с > 0 может быть найдена такая кривая затылования, при которой влияние переточек фрезы не будет сказываться на точности профиля детали. Пользуясь этой кривой, можем найти также и кривую для кулачка, при помощи которого производится затылование рассматриваемой фрезы. Фрезы с переменным наклоном зубьев. Подобно фрезам с остроконечными зубьями, в практике встречаются затылованные фрезы с переменным наклоном зубьев (рис. 6.16). Такая конструкция обеспечивает ряд преимуществ по сравнению с фрезами с углом > 0. При наличии угла > 0, на участке АВ (рис. 6.16, а) режущая кромка будет иметь выгодные передние углы, тогда как на участках AD и ВС угол = 0. Если дать наклон зубу под некоторым углом X 120 (рис. 66.16, б) к оси фреззы так, чттобы прямая MN пересекал п ла ось пр рофиля посереедине, тоо для частти зубьевв (наприм мер четны ых) на уччастках NP N получатсся удовлеетворител льные пеередние углы, у а наа участкаах MP − неудон влетвоорительн ные. Для другой части зу убьев (неечетных)) удовлеттворительны ые углы на участтках КТ и неудоввлетворительные − на учаастках TL. Слледоватеельно, од дна полоовина зуб бьев реж жет правоой стороной, а другаяя − левоой. Кажды ый зуб рработает только одной сттороной, снабженноой остры ыми режущими крромками. Д Другая же ж сторона как н е участввующая в работе срезаетсся, что спосообствует увеличеению проострансттва для стружки с . Фрезы работают плавно благодар б ря посте пенному у врезани ию в обррабатывааемый матерриал и доопускаютт более ввысокие величин ны подаччи на оди ин зуб. Несмоотря на то что они о рабоотают чеерез зуб, их эфф фективно ость и стойккость выш ше, чем у фрез с распол ложением зубьевв паралл лельно оси, ттак как они о допу ускают зн начителььное повышение величин ны подачи н на зуб ( ). Рис. 6.16. 6 Опрееделение п профиля зу уба фрезы ы с переменнным накклоном зуб бьев 121 Угол наклона зубьев λ выбирается в пределах 10 − 20°. Из-за наличия углов γ и λ профиль фрезы получает искажение, а поэтому для устранения погрешности его необходимо корректировать. Из-за сложности расчета на практике часто прибегают к механическому воспроизведению требуемого профиля фрезы. Для этой цели изготавливают заготовку для фрезы с осевым профилем, совпадающим с осевым профилем детали. Затем фрезеруют канавки таким образом, чтобы обеспечить получение заданных углов γ и λ. При таком методе изготовления профиль фрезы на передней поверхности получается правильным, без искажения. По этому профилю выполняют шаблон для проверки фрезы при затыловании. Профиль фрезы может быть скорректирован по следующим формулам (рис. 6.16, в): − для левой удлиненной половины профиля h = hs+ ° ′ sinθ′ = е' = θ′ ; ; tgλ − ; − для правой укороченной половины профиля h = h + Величина x = из формулы ° θ′ ; sinθ′ = ′′ ; e" = tgλ − . sin θ = ( − ℎ)sin θ , причем θ определяется sin(γ + θ ) = , где R x = R − h. Профиль фрезы в диаметральном сечении плоскостью, проходящей через центр, получается несимметричным. Например, для полукруглого профиля детали он будет с одной стороны вытянутым, а с другой − сплющенным, причем рабочей стороной является удлиненная, у которой передний угол на всем протяжении режущей кромки имеет положительную величину. Фрезы с двойным затылованием. Как было сказано выше, для фрез со шлифованным профилем приходится выбирать меньшее число зубьев по сравнению с фрезами с нешлифованным профилем. Однако не 122 всегдаа возможн но путем м уменьш шения кол личества зубьев з иззбежать задеваз ния ш шлифовалььным кру угом сосееднего зу уба. Тогда шлифоввание пр роизводят нее на всю ширину зуба, а с оставлен нием чассти BFHC C непрош шлифованной й (рис. 6.17). 6 В процессе п эксплуаттации фр реза подввергаетсяя переточке только на ширинее шлифовванной чаасти MEF FB. П При такоом шлиф фовании н не будет снят сло ой металлла на вер ршине и на б боковых сторонах х зуба неш шлифоваанной чассти и зубб получаеет ступенчаттую форрму (утол лщение в задней части зу уба) − таак называаемую седловвину. Вследстви В ие этогоо можетт наступи ить такой й моментт, когда нешли ифованнаая частьь имать уч частие в начнетт прини процессе резан ния, что приведетт к бракку деталлей. Для устранеения уввеличенн ной по вы ысоте и поо сторон нам частти зуба необходи н имо неешлифовванную часть ч неесколькко опусттить отно осительноо шлифоованной части. Таким Т оббразом, нешли ифованнаая частьь должн на быть очерченаа на верршине зуба по кривой, проходяящей н ниже криввой шлиф фованной й части и иметьь некотор рое утон нРис. 6.17. 6 Зуб с двойным затылован нием чение по толщ щине зубаа. Толькоо при эттих услоовиях обееспечиваается ввозможноость своб бодного ввыхода круга к на боковых сторонах профиля и устран нение сед дловины. Наличие седловины выззывает по огрешй детали по п мере переточек п к фрезы. ность профиляя обрабаттываемой Н Нешлифоованную ю часть ((см. рисс. 6.17) подвергаают заты ылованию ррезцом прри помощ щи кулаччка, вели ичина спаада которрого kl делаетд ся при имерно в 1,5 − 1,75 раза больше величины спада k кулачк ка для шлифованной части. Величина В а затыловвания k 1 должна быть отн несена к диам метру D 1 , нескол лько болльшему, чем ч диам метр фреезы D. НаприН мер, еесли шли ифованнаая часть составляяет половину шиирины зу уба, то D1= D + 2а, где a = b = . Переед начал лом заты ылования резец наход дится в точке А и начинаает обраб ботку тол лько в тоочке B, срезая 123 часть BCG спинки зуба, часть FHJ основания, а также и на боковых поверхностях. Двойное затылование может быть выполнено: а) при помощи раздельного затылования двумя отдельными кулачками с величинами спада k и ; б) при помощи одного кулачка, снабженного двумя величинами спада k и . Первый метод требует большей затраты времени по сравнению со вторым, так как раздельное затылование связано со сменой кулачков и выполнением операции в два приема. Для достижения более свободного выхода круга на боковых сторонах профиля без седловины и большего заднего угла на них рекомендуется производить второе затылование при повороте суппорта примерно на 15°. Второй метод затылования имеет преимущества перед первым в отношении производительности и чистоты поверхности нешлифованной части. Однако он требует тщательного выполнения комбинированного кулачка. Во избежание удара и повреждения резца при переходе от шлифованной к нешлифованной части основная кривая спада кулачка (для шлифованной части) должна иметь плавное сопряжение с дополнительной кривой (для нешлифованной части). По данным Московского инструментального завода (МИЗ), для затылования червячных зуборезных фрез основная кривая должна обнимать центральный угол 165°, дополнительная кривая угол 135° для кулачков с углом 60° для холостого хода. На практике применяют еще один метод. Затылование при помощи резца осуществляется кулачком со спадом на 0,5 − 1,0 мм больше, чем величина спада кулачка, предназначенного для шлифования профиля. Недостаток этого метода в том, что по мере приближения к задней части зуба выход шлифовального круга все более и более усложняется. В результате этого зуб постепенно утолщается, что вызывает с каждой новой переточкой непрерывно повышающуюся погрешность в профиле обрабатываемой детали. Другим недостатком можно назвать необходимость при шлифовании профиля снятия дополнительного припуска, обусловленного погрешностями предварительных операций и разностью величин спада кулачков для затылования и шлифования. Последняя характеризует величину припуска по толщине зуба, подлежащего удалению при шлифовании профиля. Величина припуска иногда получается значительной, что приводит к повышению дополнительных затрат времени на эту трудоемкую операцию. Этот недостаток также служит причиной появления значительного утолщения зуба по мере удаления от передней поверхности. 124 Ц Цилиндррическиее затыллованныее фрезы ы. Эти ф фрезы (ГОСТ ( 4675-559) прим меняются для черн новой об бработки плоскосттей при снятии с больш шого прип пуска (ри ис. 6.18, аа). Они бывают б каак насаднные, так и концевыее. Для об бработки пазов, а также дввух взаим мно перппендикул лярных плоскоостей фррезы снаб бжаются н наряду с цилиндр рическим ми также и торцевым ми зубьям ми (см. ри ис. 6.18, аа, б). Преи имуществ ва фрез слледующи ие: Схемаа установки резца и суппоррта при затыловании прраворежущ щей фрезы Нап правление пподачи по ходо овому лист ту Рис. 6.188. Цилиндр рические ззатылован нные фрезы ы: а − с тоорцевыми з зубьями; б − профилль резьбы; в − развер ртка зубьеев 125 1. Возможность применения высоких режимов резания, что обеспечивает большую производительность. 2. Незначительная нагрузка, приходящаяся на единицу кромки, что уменьшает опасность поломки зубьев при напряженных режимах резания. 3. Хорошее разделение стружки и отвод ее из зоны резания, большая протяженность режущей кромки, что положительно влияет на отвод тепла и способствует повышению стойкости, в особенности при обработке материалов повышенной твердости. 4. Сравнительно малый расход энергии при фрезеровании. Особенно хорошо показывают себя фрезы при обработке глубоких пазов, характеризуемых большой шириной резания, значительным углом обхвата и трудностью отвода стружки. Эти преимущества обусловлены особенностями конструкции. Режущие кромки зубьев расположены на кольцевых выступах трапецеидальной формы, которые смещены относительно друг друга на некоторую величину х, как это видно из представленной на рис. 6.18, в развертки зубьев. Вершины режущих кромок располагаются по винтовой линии с шагом = , где z − число зубьев. Величина смещения х выбирается такой, чтобы кольцевые выступы каждых следующих друг за другом зубьев перекрывали друг друга. Величина x обычно принимается в пределах 1,2 − 1,67 мм, причем для каждой фрезы она остается постоянной. Это необходимо для облегчения затылования. Кольцевые выступы являются стружколомателями, которые в процессе резания производят разделение крупной стружки на ряд мелких. Затылование стружколомателей осуществляется на универсально-затыловочном станке с настройкой на шаг винтовой линии при повороте суппорта с резцом на ту же величину х. Эти два перемещения обеспечивают движение резца относительно заготовки по винтовой линии. При настройке станка необходимо учитывать направление резания фрезы (праворежущая или леворежущая). Фрезу можно рассматривать как обычную цилиндрическую с остроконечными винтовыми зубьями, однако ее режущая кромка по длине разделена на отдельные участки, представляющие зубья с шагом S. Разделенная форма кромки получена путем ее прорезания второй винтовой канавкой с углом наклона , величина которого определяется заданными значениями диаметра фрезы и шага S стружколомателей (по стандарту угол принят 30° и 45°). 126 Д Для опрределенияя величи ины спад да k кул лачка и угла повворота суппоорта рассмотрим м схему затылования в направлен н нии оси фрезы через k 0 , а велличину заатылован ния в нап правлении и, перпенндикуляр рном к ля получчения кол льцевого направлления виттка веоси фррезы, черрез kT. Дл личин на k0 долж жна бытьь равна ввеличине смещени ия х. Моожем написать tg = = = 6.3. 6 Заточ чка фасон нных фреез П При зат тачивани ии по пеередней поверхн ности заатылова анных фрез, а такжее острозаточенны ых, имею ющих фаасонную впадину у зуба ную оси фрезы), п предъявл ляются сл ледующиие требоввания: (не паараллельн ‒ следуеет выдер рживать возможн но постояянной гллубину заатачиваемоой передн ней повер рхности зуба фреезы в пло оскости, нормалььной к кривоой дна кан навки; ‒ контурр дна кан навки следует делать по возможно в ости бол лее пологим м по сравн нению с контуром м фасонн ной фреззы в осев ом сечен нии; ‒ радиуус шлифо овальногго круга не долж жен преввышать минимальн ного ради иуса конттура дна канавки.. Д Для опрееделенияя контура копираа вычерч чивают ппрофиль режущей ккромки фасонной ф фрезы и дна кан навки в плоскости п и А − А (плоскости заточки) (рис. 6.19), отсттоящий от о осевогго профииля на вееличину = ф sin . Рис. 6.119. Опредееление кон нтура копи ира при зааточке фассонной фрезы по п переднеей поверхн ности с кр риволиней йной форм мой дна впад дины: 1 − шпиндель ш ь; 2 − копи ирный роли ик; 3 − коппир 127 Н На рис. 6.19 профиль реж жущей кромки к об бозначенн MN, пр рофиль дна каанавки ST T. Выбраав диаметтр шлифо овального о круга, ррадиус ко оторого не должен превышать мини имальный й радиусс контураа дна каанавки, р его положени п ий так, чтобы ч его о окружнности кассались вычеррчивают ряд дна каанавки − контураа ST. Соеединив центры эттих окруж жностей, получим крривую АВ В центровв шлифоввального о круга и копирногго роликаа. В Вычерти ив из цен нтров, раасположеенных наа линии АВ, ряд положений й окружн ностей dp, равны ых диаметтру копи ирного рролика, строим огибаю ющую крривую CD D, которрая и являяется кри ивой проф филя коп пира. П При заточ чке фасон нных фреез по задн ней повер рхности ззуба вследствие наличи ия перед днего углаа переддняя повеерхность зуба доллжна бытть смещена на велич чину = Ф sin (рис. 6.20) 6 с тем, т чтоббы весь контур к ился в плоскост п ти, совпаадающей с напраавлением м перемеещения находи шлифоовальногго круга или и фрезы ы по коп пиру. Для проектир ирования контура коп пира нуж жно опред делить пррофиль фр резы в сеечении А − А, обееспечивающеего обраб ботку зад данного ко контура на изделии и. Пусть кконтур изделия и в осеввом сечен нии задан н абсцисссами х'прр и х''пр, ординатаами пр , пр , пр (см. ри ис. 6.20). Рис. 6.20. Определ ение проф филя зуба фасонной фрезы в плоскостти А − А 128 Т Так как осевые о раазмеры ф фрезы не искажаю и тся, то длля опредееления ее проофиля в сеечении А − А необбходимо определи ить ординнаты , , . П При вращ щении фрезы ф прооизвольн но выбраанная точчка конту ура х0 на изд делии обррабатываается точчкой с наа переднеей поверххности фрезы с коорд динатами и О и уху0. Задааваясь аб бсциссами х'пр и хх''пр, расчетным путем м находим м соответтственноо ординатты у0 и у1. И Из треугольника OСx'0 имеем = ф = ф . sin siin[180° − ( + )] sin( s + ) О Определи ив для кааждой тоочки конттура издеелия значчения цх и rх, а следоввательно,, и ордин нату ух, поолучим искомый и контур к фррезы в сеечении А − А, при коттором путтем графи ического о построения опрееделяют контур к копирра. Г Графическое опр ределение контур ра копираа по задаанному контук ру фреезы прои изводитсяя следую ющим обр разом. 1. По зад данному контуруу фрезы в плоскости А − А ее пер редней поверхности строят с тр раекторию ю движеения центтра радииусом r профип ля шллифовального кру уга (рис. 66.21). Рис. 6.2 21. Графичческое опр ределение контура коп пира по задданному контуру к фр резы 129 22. Через зафикси ированны ые центры Ок про оводят ввертикали и и на равны ых рассттояниях располаагают цеентры ок кружноссти копи ирного пальц ца. Задавш шись радиусом ккопирного пальц ца rкп, прроводим через найдеенные цеентры по оложенияя копирн ного пал льца, сооответству ующие отделььным полложениям шлифоовальногго круга. 33. Криваяя, огибаю ющая коп пирный палец п в его е отделльных по оложениях, представвляет соб бой искоомый кон нтур копи ира для ззаточки задней з поверхности зуба з фасо онной фррезы. Кри ивую опр ределяютт или рад диусами, илли коорди инатами ее отделльных точ чек. П При затоочке по копиру к и вообще для всех х случаевв заточки и фрез плосккими круугами фо ормы ПП П величи ина обраазуемогоо заднего о угла можетт быть сввязана с диаметрром шлиф фовально ого кругаа. Кромее того, непраавильно выбранн в ый диам метр шли ифовальн ного круг уга может срезать ррежущую ю кромк ку соседн него зуб ба фрезы ы. По эттим причинам необхходимо производи п ить подссчет наиб большего о допустиимого ди иаметра шллифовалььного кру уга для ф фрезы с определеенным ш шагом зуб бьев и заданн ным задн ним угло ом. Смещ щение шл лифовального крруга С = х + В (рис. 66.22), где = siin (α + γ)). Подставвляя знач чение х и В, получ чим: = ф si n + sin(α + γ). γ Рис. 6.22. Затоочка заднеей поверхн ности по копир ру П Половин на центраального уугла шагаа фрезы 130 = 180°//2. У Увеличен ние задн него углаа вследсттвие вогн нутой циилиндрич ческой формы ы затылоованной поверхно п ости = − = − . П Половин на торцеввого шагаа фрезы. Н На рис. 6.23 6 покаазана затточка кру угом формы усечеенного конуса. к Преим муществоо этого метода м зааточки со остоит в том, чтоо он обесспечивает в местах фасонно ого проф филя, имееющего резко р очеерченный контур, п получени ие больш ших задни их угловв. Как ви идно из ф фигуры, минимальн ный задни ий угол = 10°. В слу учае затаачиванияя такого контук ра плооским крругом пол лучается минимаальный заадний угоол = 10 0° (см. рис. 66.22). Дляя затачиввания кон нической й частью ю круга ннадо перееднюю поверхность зууба фреззы смести ить на вееличину a = R ф sin n . Рис. 6.23 3. Заточкаа задней по оверхности и кругом формы уусеченногго конуса 6.4. Изн нос и стоойкость фасонны ых фрез Ф Фасонны ые фрезы ы исполььзуются в основн ном при резании с малыми толщинаами среззаемого сслоя при повышеенной длиине пери иметра режущ щих кром мок. Поээтому изн нос зубььев фрез протекаеет в основном по зад дней повеерхности и. В Величин на износаа по реж жущей кр ромке зу уба распрределяется неравномерно. Большой Б износ нааблюдаеттся в месстах зубььев с наи ибольшей сскоростью ю резани ия или в местах минимал м льных знаачений задних з углов. Как изввестно, вееличина заднего угла в пр роизволььно выбр ранной 131 точке режущеей кромк ки фасонн ной заты ылованно ой фрезы ы определ ляется следую ющей заввисимосттью: tg н = tg sin n , где н − норм мальный задний уугол, граад; − уггол проф филя, т. е. е угол междуу линией й, касател льной к кконтуру зуба фреезы в расссматривваемой точке,, и лини ией, перп пендикуллярной к оси фрезы, градд; − задний з угол в плоскости, перп пендикуллярной оси о фрезы ы, град; R − нару ужный радиуус фрезы,, мм; rх − радиус режущей й кромки и фрезы в рассматтриваемой тточке, мм м. С уменьш шением угла проофиля снижаеттся и велличина зааднего угла a н , что приводит п к увеличчению иззноса по задней пповерхно ости, а следоввательноо, к снижению стоойкости фрезы. ф У Учитываая больш шое разн нообрази ие профи илей фаасонных фрез, примееняемых в произвводстве, с точки зрения изнашива и ания их можно м разделлить на две д групп пы: 1) фрезы ы фасонн ные с реззкоочерчеенным ко онтуром,, т. е. фр резы, у которы ых мини имальное значени ие угла пр рофиля ε ≤ 20°; 22) фрезы фасон нные с пологим м контур уром, у которых х минималльное знаачение уггла профиля ε > 20°. 2 В Выполнеенные иссследоваания показывают, что у фрез с резкор очерченным фасонны ым проф филем наибольш н шая велиичина износа и наблю юдается в местах минималльных зн начений заднего з уугла, а у фрез ф с пологим п контуроом − в местах м наибольш н шей скоррости резания. Дляя улучш шения рааспределения д задних углов на н режущей ж кромке к ззубьев фасонф ных н фрезз применняют ряд методов: д − косое заты ылованиее зубьев е фрезы (рис. 6.224); − превраще п ение одностороннего р резкоочеерченного о конт в по ологий ппутем повворота Рис. 6.24. Косое затылован ние зубьевв фрезы тура 132 детали вокруг некоторого центра. Поворот детали нужно сделать так, чтобы угол поворота был равен минимальному углу ее контура; − заточка фасонных фрез по задней поверхности путем применения специальных приспособлений и устройств. Последний метод в условиях крупносерийного и массового производства является наиболее эффективным, так как в этом случае резко снижаются диапазон изменения задних углов н , величина слоя, снимаемого за одну переточку, и резко уменьшается трудоемкость самой заточки. В табл. 6.5 приведены данные, полученные при обработке канавок у сверл фасонными фрезами, заточенными как по передней, так и по задней поверхностям при работе в направлении подачи и против подачи. При работе по подаче стойкость фасонных острозаточенных фрез примерно в 2,5 раза выше по сравнению с затылованными. При работе против подачи с повышенной скоростью резания преимущества острозаточенных фрез сохраняются, но в несколько меньшей мере. В этом случае стойкость острозаточенных фрез по отношению к затылованным повышается только в 1,7 раза. Т а б л и ц а 6.5 Сравнительная стойкость фасонных фрез – затылованных и острозаточенных (по В. И. Лесной) Конструкция фрезы Затылованная с z = 14; = 18°30' и = 10° Острозаточенная с z = 14; = 16°и = 10° Затылованная с z = 14; = 18°30' и = 10° Острозаточенная с z = 14; = 18° и = 10° Режим резания Стойкость Т, мин V , м/мин S z , мм 38 0,016 1444 Метод резания По подаче 38 0,016 3596 − 58 0,061 66 Против подачи 58 0,061 113 − На рис. 6.25 показаны графики износа фасонных фрез, предназначенных для фрезерования винтовых канавок сверл. Из этих графиков следует, что при фрезеровании с малыми подачами Sz = 0,035 мм износ протекает по закону, близкому к прямой линии. 133 Рис. 6.25. Граф фики изнооса фасонн ных фрез: v = 38,8 м//мин, SM = 155 мм/м мин, S Z = 0,035 мм, t = 4 мм, z = 14 , α = 18°; 1 − острозатточенные ф фрезы; 2 − затыловаанные фреезы П При рабооте с бол льшими п подачами и износ по п заднеей поверх хности протеккает по более б сло ожной крривой (ри ис. 6.26). Рис. 6.26. Величина изн носа по зад дней повер рхности ф фрезы Рис. 6.27 7. Влияни е скорости и резания на износ о острозаточ ченной фаасонной фр резы: S z = 0,055 мм м, t = 4 м м , z = 18 , = 15°; 1 — v = 58 5 м/мин; 2 — v = 47 м//мин; 3 — v = 38,8 8 м/мин 134 Н На рис. 6.27 и 6.28 показаноо влияни ие скороссти резания на велич чину изн носа по задней й поверххности при п обработкке винттовых канавок к сверл острозааточенны ыми и затылованным ми фр резами, выполлненными из стал ли Р18. Д Для осстрозаточ ченных фрез п перегиб кривых износа Рис. 6..28. Влиян ние скороссти резани ия соотвеетственн но кри итерию на износ затылован нной фасоонной фреезы: затуплления им меет место при S = 0,0555 мм, t = 4 мм, z = 14, a = 100°; z h 3 = 00,33 − 0,443 мм, а для за1 − при v = 38,8 м/мин ; 2 − при и тыловванных фрез ф при и h3 = v = 47 7 м/мин; 3 − при v = 58 м/мин н = 0,388 − 0,45 мм. м И Изучение кривых х износаа, получеенных пр ри обрабоотке вин нтовых канавоок сверл фасонны ыми фреззами, покказываетт, что в ккачестве критерия заатуплени ия можетт быть прринята величина износа h 3 = 0,3 3 − 0,4 для фррез фасоонных осттрозаточченных и h 3 = 0,4 4 − 0,5 длля фрез фасонф ных заатылован нных. Р Радиус округлени о ия режущ щей кром мки фассонной фр фрезы П Посколькку резание фасон нными фрезами из и быстроорежущеей стали происходитт в зоне малых п подач S z < 0,1, т. т е. когдда наибо ольшая толщи ина срезааемого сл лоя Amax находиттся в пред делах прриблизиттельно 0,05 м мм, для правилььной экссплуатаци ии фрез приобреетает бо ольшое значен ние величина рад диуса окрругленияя режущей кромкии фрезы . О Общее правило п таково, что толщ щина срезаемогоо слоя должна д быть рравна илли больш ше радиусса округления реежущей ккромки фрезы, ф т. е. ≥ . С Согласноо исслед дованиям м, у фр рез остр розаточеннных с доведенны ыми режуущими кр ромками и = 8 − 18 мкм; у фрез заатылован нных − = 20 − 25 мкм. м При и затуплении рад диус окр ругления возрастает до значен ния = 60 6 − 80 мкм м . 135 Оссобенноссти изн носа фассонных фрез, оснащен нных тввердым сплавом. с . Износ зубьев з фасонны ых фрез, оснащен нных тверрдым спл лавом, протекаает главным образом по ззадним поверхностям. На пер редней поверхноссти пласстинки твердогоо сплаваа Т15К6 наблюдаались неззначительныее признакки износа в виде оседани ия вершины, а на отдеельных участках у − образо ование Рис. 66.29. Износ фасонедва зам метной лу унки. ной фррезы, оснаащенной Длля выпукклых фр рез полуукруглого о протверддым сплаввом, выи у вершины ы больш ше, чем пуклоого полукрруглого филя вееличина износа профиляя на боковвых учасстках про офиля (риис. 6.29). На рис. 6.30 0 показан на динам мика изно оса зуба фррезы, осн нащенной й тверды ым сплаввом при фрезероввании сттали, а на рисс. 6.31 − типичны ые выкраш шиванияя режущеей кромкии. Р 6.30. Динамика Рис. Д а износа зу уба фасонн ной фрезы ы, оснащенно о ой тверды ым сплавом м Рис. 6.31. Изноос фрезы пилоп образноого вида Изно ос зубьев фасоннной фреззы харрактеризу уется след дующим ми этапам ми. 1. При П начаальной сстадии износа и ообразуетсся больш шое количчество мелких м ррисок дли иной от 0,05 0 до 00,1 мм, образую ющих роввную лен нточку иззноса. 2. По П мерее дальнеейшей работы р ф фрезы ри иски, рассположеннные у вершив н ны зуба, начинаю н ют увеличчиваться,, образууя болеее глубокие борозздки, рассполож женные друг д от друга нна рассттоянии 00,15 − 0,2 25 мм. 136 3. Далее эти бороздки увеличиваются и углубляются, выступы округляются − вначале у вершины зуба, а несколько позднее − на боковых его сторонах. В результате этого износ приобретает пилообразный вид (см. рис. 6.31). Кроме износа, по задней поверхности можно наблюдать небольшое снижение вершины режущей кромки и образование лунки шириной до 0,2 мм. Такая лунка образуется при фрезеровании со скоростями резания свыше 250 м/мин. При этом обеспечиваются плавность и постепенность врезания зубьев фрезы. Фрезерование со скоростями резания v <120 м/мин не может быть рекомендовано, так как обычно сопровождается выкрашиванием режущих кромок. Согласно выполненным исследованиям, к фасонным поверхностям должны быть предъявлены следующие требования. 1. Шероховатость поверхности в пределах Ra = 0,63 ... 0,32 мкм. 2. Допустимые отклонения по профилю режущей кромки, в частности радиуса профиля, в пределах 0,1 − 0,3 мм. На основе проведенных опытов критерием затупления фасонной фрезы является величина износа по задней поверхности h3. В тех случаях, когда не предъявляются повышенные требования в отношении чистоты и точности фасонной поверхности, величина критерия затупления повышается до h3 = 0,7 … 0,8 мм. Для получения шероховатости в пределах Ra = 0,63 ... 0,32 критерием затупления является износ h3 = 0,3...0,4 мм. Увеличение износа h3 > 0,8 мм недопустимо, так как при этом затрудняются условия врезания зубьев фрезы в обрабатываемую заготовку и резко повышается неравномерность работы привода станка. Определение величины слоя, снимаемого при переточке зуба фасонной фрезы, и количество возможных переточек Величина слоя, снимаемого при переточке зубьев фрезы, помимо режима резания зависит еще от схемы переточки. Так, фрезы фасонные затылованные изнашиваются по задней, а перетачиваются по передней поверхностям. В этом случае величина слоя, снимаемого за переточку: = ℎ + ∆ мм, 137 где h3 − износ по задней поверхности; ∆ − дополнительная величина стачивания по передней поверхности. Следует отметить, что в этом случае не выполняется основное положение, по которому переточка режущей части инструмента должна производиться по той поверхности, которая подвергается износу в процессе резания. Это приводит к необходимости снимать большой слой инструментального материала при переточке, что сопровождается не только увеличением трудоемкости, но и снижением количества допускаемых переточек и уменьшением долговечности фрезы. В качестве примера рассмотрим трудоемкость переточки и долговечность фасонной фрезы полукруглой, выпуклой формы, изготовляемой с затылованными и остроконечными зубьями. Толщина зуба у этой фрезы p = 16 мм. Величина слоя, снимаемого при переточке, − 0,55 мм. Величина допускаемого стачивания М = 10,8 мм. Количество допустимых переточек − 20. При стойкости в 3 ч долговечность работы фрезы − 60 ч. Величина слоя металла, снимаемого за одну переточку на всех зубьях (z = 10), − 3410 мм3. Эта же фреза может быть изготовлена с острозаточенными зубьями. В этом случае переточка ведется при помощи специальных приспособлений по задней поверхности. Пусть перетачиваемый слой М = 5 мм. При критерии затупления h3 = 0,4 мм и ∆ = 0,08 мм за одну переточку снимается слой x = 0,2 мм; величина объема металла, снимаемого за одну переточку на всех зубьях, − 1815 мм3. Таким образом, при эксплуатации фасонных остроконечных фрез трудоемкость переточки снижается в 1,88 раза, а долговечность возрастает в 2,5 раза. Подсчет величины слоя, снимаемого при переточке фасонных острозаточенных фрез, зависит от метода измерения износа по задней поверхности. При измерении износа при помощи микроскопа, мм: =ℎ sin + ∆. cos( + ) 138 При измерении износа при помощи лупы Бринеля, устанавливаемой на заднюю поверхность, как показано в табл. 6.7: =ℎ tg + ∆. cos( + ) Величина слоя, снимаемого при переточке фасонных фрез, оснащенных твердым сплавом, определяется по следующей зависимости: sin =ℎ + ∆. cos( + ) Величина допускаемого стачивания зависит от формы зуба фасонной фрезы. Для затылования фасонных фрез величина допускаемого стачивания М зависит от толщины зуба р. В этом случае = (0,6. . .0,7) . Для незатылованных фасонных фрез величина допускаемого стачивания определяется высотой зуба h. В этом случае = (0,4. . .0,5)ℎ. Количество возможных переточек рассчитывают по следующей зависимости: = ⁄ ∙ , где k − поправочный коэффициент, учитывающий случайное выкрашивание режущих кромок и поломки (табл. 6.6). Т а б л и ц а 6.6 Значение поправочных коэффициентов, учитывающих случайную убыль фасонных фрез Фасонный тип фрезы Затылованная Острозаточенная Острозаточенная, оснащенная твердым сплавом 45 − 60 0,80 0,85 0,75 139 Диаметр фрез D, мм 65 − 75 80 − 90 0,85 0,95 0,90 0,95 0,80 0,90 Т а б л и ц а 6.7 Определ ление велличины слоя, с среезаемого за перееточку длля различ чных типов фрез Эсскиз перетаачиваемогго сло оя Слой, С сним маемый за одну о перетточку Количеств К о возможнных переточек: п =ℎ +∆ Затылованная из быстрорежущей стали р р у Тип фрез = ℎ +Δ Острозаточенная из быстрорежущей стали р р у ℎ − износс по заднейй грани, иззмеряемый р при помощии цехового о микроскоп м па : = + ∆= =ℎ +∆ ( ) Острозаточенная из быстрорежущей стали р р у ℎ − износс по заднейй грани, иззмеряемый р лу упой в напправлении, перпендикуляр п рном заднней грани: = + ∆= ∆ ℎ +∆ ( Острозаточенная, оснащенная твердым сплавом = где г 140 + ∆= ∆ ℎ sin ) cos( + ) + ∆ − отр рицательны ый угол Глава 7 ФРЕЗЕРНЫЙ ИНСТРУМЕНТ СБОРНОЙ КОНСТРУКЦИИ 7.1. Классификация фрезерного инструмента сборной конструкции Преимуществом применения фрез сборной конструкции являются уменьшенный расход инструментальных материалов, повышенная долговечность корпуса и сохранение точности геометрических параметров режущих кромок инструмента при переточках во время эксплуатации. Сборный инструмент по конструктивному исполнению и технологичности классифицируют: 1) фрезы с напаянными пластинами; 2) фрезы с механическим креплением ножей, требующих последующей переточки; 3) фрезы с механическим креплением СМП. Фрезы сборной конструкции состоят из корпуса, режущих и крепежных элементов. По способу крепления на станке фрезы сборной конструкции делятся на насадные и хвостовые. Материал корпуса фрез, как правило, − конструкционная качественная сталь марок 45, 50 (ГОСТ 1050 − 88) или конструкционная легированная сталь марок 40Х, 45Х, 50Х (ГОСТ 4543 − 71). Твердость корпуса после термообработки находится в пределах HRC 35 − 51. Фрезы с механическим креплением ножей, требующих последующей переточки, по материалу рабочей части подразделяются на быстрорежущие и твердосплавные. Фрезы сборные, оснащенные пластинками из быстрорежущей стали, затачиваются только в собранном виде. Фрезы торцевые, оснащенные пластинками твердого сплава, могут затачиваться как в собранном виде, так и с раздельной заточкой вставных зубьев (резцов). Для уменьшения расхода твердого сплава в случае заточки фрезы в сборе к ее конструкции предъявляются следующие требования: ‒ увеличение точности установки вставных зубьев на размер (с помощью шаблонов и специальных регулировочных устройств); 141 ‒ возможность регулирования вылета вставных зубьев в зависимости от величины и характера износа; ‒ устранение смещения вставных зубьев в процессе закрепления. Для облегчения замены вставных зубьев к конструкции инструмента предъявляются следующие требования: ‒ сокращение количества перестановок вставных зубьев в процессе эксплуатации одного комплекта; ‒ возможность быстрой и легкой замены отдельных вставных зубьев, получивших повреждение (скол, крупные выкрашивания); ‒ быстросменность комплекта вставных зубьев; ‒ обеспечение простоты и удобства установки и регулирования на размер вставных зубьев в корпусе фрезы. Технологичность конструкции сборной фрезы определяется: ‒ небольшим количеством деталей; ‒ простотой геометрической формы отдельных деталей; ‒ возможностью использования высокопроизводительного универсального инструмента 2-го порядка; ‒ отсутствием операций с высокой точностью обработки (пригоночных и отделочных). Отсутствие специальных заточных станков и приспособлений вызывает необходимость в индивидуальной заточке вставных резцов торцевых фрез вне ее корпуса. После заточки и соответствующего контроля резцы устанавливаются в корпусе фрезы с точностью 0,02 − 0,03 мм. 7.2. Фрезерный инструмент с механическим креплением ножей Методы крепления при помощи плоского клина Закрепление осуществляется запрессовкой вставных зубьев в соответствующие пазы в корпусе. Крепящие, промежуточные и перемещающие элементы отсутствуют. Отдельные конструкции отличаются только формой клиновидного вставного зуба (рис. 7.1). Направление рифлений может быть радиальным, косым и осевым. 142 Рисс. 7.1. Эск кизы креплления встаавного зуба при пом мощи плосского клин на: а, б − оодинарный й клин; в − двойнойй клин П Положиттельные качестваа креплен ния при помощи плоскогго клина слеедующиее: ‒ надежн ность и достаточн д ная проч чность ко онструкциии; ‒ возмож жность размещен ния больш шого кол личества ззубьев; ‒ быстро осменноссть вставвных зубььев; ‒ просто ота конструкции (некото орые усл ложненияя встреч чаются лишь у фрез со с вставн ными зуббьями, им меющими и форму двойногго клии косом и радиалльном нап правлени иях рифллений). на, а ттакже при К Клинови идные кон нструкци ии крепления имееют и своои недосттатки: ‒ неплот тное при илегание сопряжеенных по оверхносстей корп пуса и вставн ного зубаа; ‒ значит тельные силы при и закреп плении, приводящ п щие к кор роблению ккорпуса фрезы; ф ‒ неболь ьшая точность усттановки вставных х зубьев;; ‒ трудно ость в заамене оттдельных х вставны ых зубьеев, снижаающая их исп пользоваание при различноой степен ни изнош шенностии; ‒ деформ мации и износ пооверхноссти паза уменьша у ают срок службы коррпуса. К Клинови идная кон нструкци ия крепл ления при именяетсся в стан ндартных д дисковыхх, цилин ндрическких и то орцевых фрезах со вставвными зубьям ми из бы ыстрореж жущих стаалей и в торцевы ых фрезахх, оснащенных пласти инками твердых т сплавовв. Эта ко онструкц ция реком мендуетсся для 143 тех жее видов фрез ф из быстроре б ежущей стали с при и условиии напайк ки или стыкоовой сваррки пласттинок наа стержен нь вставн ного зубба, а такж же для фрез, оснащен нных пластинами и твердо ого сплав ва, при обработк ке чугунны ых отливок знаачительны ых габааритов, но с уузкими обрабатывваемыми плоскосттями. Н На рис. 7.2 7 показзан перем мещающ щийся элеемент − кклин, рассположенны ый под вставным в м зубом кклиновид дной фор рмы. Всттавной зуб з закреплляется заапрессовк кой переемещающ щегося клина поссле устаановки зуба в пазу коррпуса. Р 7.2. Крепление Рис. К клиновид дного вставного зубаа запреессовкой п перемещаю ющегося клина к В этой конструк к кции обееспечена надежно ость закррепленияя, возможноость разм мещенияя значитеельного числа зу убьев прии достатточной прочн ности отдельных деталей й. Недосстатками и даннойй констр рукции креплления явлляются неплотно н ое сопряж жение по оверхносстей встаавного ый вылетт вставных зубьеев при сб борке; зуба, корпуса,, клина; различны возмоожность смещени ия вставн ного зуб ба в осеевом напправлении при сборке; отсутсствие рад диальногго регули ированияя вставны ых зубьеев; нетехноллогичнаяя форма паза подд вставно ой зуб и повышеннная точность, необхходимая при п изго отовлении и паза и вставногго зуба. Эта консструкция н находит применен п ние на ддисковых х фрезах х, оснащеенных тввердосплавн ными плластинкам ми. Н На рис. 7.3 покаазаны эсскизы кр реплений й, у котоорых всттавные зубья имеют призматтическую ю форму,, причем м их закрреплениее осуществвляется заапрессоввкой клин на в паз корпуса к фрезы. ф О Отдельны ые консструкции и различ чаются располож р жением клина (радиаальным, осевым) или форрмой кли ина (одно остороннеей и двой йной). Вставной зуб регулир руется с помощью ю прокладок и ррифлений й. До144 стоинствами этой кон нструкци ии являю ются над дежностьь, просттота и прочн ность отд дельных деталей; д возможн ность при именения ия для фр рез малого д диаметраа; возмож жность заамены оттдельных х вставны ых зубьеев, что позволляет использоватть их при и различн ной степеени изнош шенности и. Рисс. 7.3. Эски изы креплления вставвного зубаа при помоощи плоскоого клина: а − радиаальное; б − осевое; в − двойноой клин К недосттаткам следует с отнести неплотн ное приллегание сопряс женны ых поверрхностей; значитеельные силы с зак крепленияя, приводящие к корооблению ю корпусо ов; невоззможноссть точно ой устаноовки всттавных зубьевв при отсутствии и опор поод вставной зуб в направвлении запрессовки клина; затруднеения разбборки фр резы при и радиалльном рассположении и клина (рис. ( 7.3,, а); нетеехнологи ическая форма ф пазза (рис. 7.3, 7 в). Несмоотря на указанны у ые недосстатки, такие т кон нструкциии могутт рекомендооваться для д диско овых и ц цилиндри ических фрез прии необхо одимости раазмещени ия значительногоо числа зубьев, з дл ля торцеевых фреез с заточкой в собранном ви иде, для вставных х зубьев,, изготоввленных как из быстррорежущеей стали и, так и оснащ щенных пластинк п ками твеердого сплаваа. Н На рис. 7.4 покаазаны всставные зубья пр ризматичческой формы, ф крепящий элеемент − клин, п перемещаающий элемент э − винт. Конструкц ция закррепляетсяя с помоощью ви инта или и без негго. Отдеельные констррукции различаю р ются рассположен нием пер ремещаю ющихся винтов в относительно крепящи их элеме нтов и формой ф саамих виннтов. 145 Рис. 7.4. Эскизы вставн ого зуба при п помощ щи клиньевв и винтов Д Достоинствами таких т кон нструкци ий крепл лений явлляются надежн ность,, возмож жность замены з оотдельны ых встав вных зуббьев, точ чность устаноовки встаавных зу убьев. К н недостатткам след дует отнеести непл лотное прилеегание сопряжен нных повверхносттей; возм можностть примеенения лишь для фрез больш шого диаметра при п небо ольшом числе зубьев, з ность разб борки фр резы (рисс. 7.4, а, б, в), нааличие реезьбы в корпук трудн се и оопасностть ее повреждени ия (рис. 7.4, 7 а, б,, г). Приименяетсся этот вид крреплений й на диск ковых и тторцевых х фрезах, оснащеенных пластинками ттвердых сплавов. Рекомен ндуется также дл ля торцеввых фрезз, затачиваем мых в сообранном м виде. М Методы ы креплеения вст тавных зубьев, основаанные на н использоовании круглого к клина. Крепящи ий элемеент предсставляет собой штиф фт с лы ыской, наклонен н нной под д опредееленным углом к оси. Вставные зубьья призм матическоой формы ы крепяттся запреессовкой клина в паз ккорпуса. Д Достоинствами конструк к кции считаются достаточ д чная проч чность креплления, воозможноссть размеещения большого б о числа ззубьев, простота кон нструкци ии. К недосстаткам следует отнести и некото орые теххнологич ческие трудн ности поллучения точного располо ожения отверстий о й под шттифт и изготовления лыски на н штифттах небол льшой дл лины, неедолговеч чность 146 деталлей креплления, возможноость смещ щения вставногоо зуба при закрепллении (ри ис. 7.5, а)), трудноость разбо орки (рис. 7.5, б).. Рисс. 7.5. Креп пление всттавных зуб бьев штиф фтами с лы ыской Э Эти конструкции и креплеения нах ходят сраавнителььно небо ольшое примеенение на н дисковвых и тоорцевых фрезах, оснащеннных пластинками твердыхх сплавовв. Их мож жно рекомендоватть для фррез небол льшой шири ины при необходи н имости раазмещения больш шого числла зубьевв. Н На рис. 7.6 7 показзаны креепящий элемеент − шттифт с лыской, л промежуточчный эллемент − клиновидная проклладка с рифлени р иями. Всттавные зубья призмаатической й формы ы и со дней граани имею ют рифсторооны перед ленияя. Вставвной зуб б закреп пляется запрессовкой клина по осле устаановки зуба и проокладки. Констррукция Рис. 7..6. Креплеение вставных обесп печивает надежно ость креп пления зубьев при п помощ щи клинови идной без см мещенияя вставны ых зубьеев при прокл ладки с риифлениями ии сборкке фрезы. К недо остаткам следуштифта с лыской ет отн нести увееличениее трудоем мкости изготовления фрез вви иду нали ичия про окладки и необхоодимости и изготовлеения закррытого паза; п неп плотное прилегаание соппряженны ых поверхн ностей; неудобст н во изготтовленияя лыски на штиф фтах; нед долговечноость креп пящей деетали. Э Эта консттрукция находитт сравниттельно огран ниченное применеение на тторцевых х фрезах,, оснащеннных пластинками твердогоо сплава. 147 Н На рис. 7.7 пред дставлен на схемаа креплен ния с исспользовванием кругллого клин на. Пром межуточн ный элем мент здеесь отсуттствует. Переющий эллемент − винт. Крепящи ий элемеент − циилиндрич ческая мещаю втулкка с лысккой. Вставные зуббья − траапециевидной форрмы или и призматичческие с рифлени иями. Всставной зуб закр репляетсяя втулко ой при подъееме ее ви интом. Рисс. 7.7. Креп пление всттавных зубьев при помощи п крруглых втулоок с лыско ой: а, б − ввставные зубья з трап пецеидальнной формы; в − вставвной зуб п призматичееской формы с рифллением О Отдельны ые консттрукции отличаю ются фор рмой всттавного зуба з и распооложениеем перемещающеего элемеента. Досстоинстваа рассматтриваемой конструккции: возможноссть повор рота втул лки при ззакреплеении и болеее равномерный прижим п ввставного зуба; быстросм б менностьь комплектта вставных зубьеев, отсутсствие леггкоповрееждаемыхх деталей й, т. е. резьбы ы в корпусе (см м. рис. 77.7, а, в)); возмож жность ииспользо ования вставн ных зубььев с разл личной сстепенью ю изношенности. К недосттаткам следуует отнессти затру уднения при ради иальном регулирровании вставных ззубьев, относите о льное уввеличени ие трудо оемкости изготоввления консттрукции; возможн ность при имененияя только на фрезаах с D > 90 мм при н небольшоом числе зубьев; возможн ность смеещения ввставного зуба при егго закреп плении. Рекоменд Р дуется дл ля торцевых фрезз с чугун нными корпуусами при необхо одимости и обеспечения бы ыстросмеенности вставных зуубьев. 148 У консттрукции креплен ния, покказанной на рисс. 7.8, промеп жуточчный элеемент отссутствуетт, крепящ щий элем мент − ввинт. Всттавные зубья − призм матическ кой форм мы. Закр реплениее вставнного зубаа осуществвляется втулкой, затягивае з емой вин нтом. Ри ис. 7.8. Кр репление ввставных зубьев з при и помощи крууглого кли ина: а − ви интом; б − болтом; в − диффе-ренциалььным винттом; г – бо олтом с бур ртиком О Отдельны ые консттрукции различаю ются расположеннием и формой ф перем мещающеего элемеента и нааличием специалььных усттройств, облегчающ щих разрааботку фрезы: ф ди ифференциальны ых винтовв (рис. 7.8, 7 в), болтов с бурртиком (р рис. 7.8, г) и др. д Консструкция обеспеч чивает надеж жность кррепленияя; возмож жность поворота п а втулки при закр реплении и более равномерн ный при ижим вставного зуба; точнность установки всттавных зубьев; з использов и вание наа фрезах с разделльной затточкой вставн ных реззцов; бы ыстросмеенность комплекта всттавных зубьев з (рис. 77.8, б, в, г); возм можность осевого о и радиаального ррегулирования. К нед достаткам м необход димо отн нести воззможность примеенения на н френ ом числее зубьев, наличиее резьбы в корзах сввыше 90 мм при небольшо пусе. Указанное крепл ление при именяетсся на диск ковых и торцевы ых фрезах, ооснащенн ных пласстинками и твердо ого сплав ва. Реком мендуетсся для торцеввых фрезз с раздел льной затточкой вставных в зубьев (ррезцов). М Методы ы креплен ния при помощи и клина коническ ской фор рмы. В такой конструукции пр редполагаается применять в качесттве креп пящего элемента конический штифт. Промеж жуточны ый элемеент − уп пругая стенкаа корпуса. Вставн ные зубьяя призмаатической й формы ы. Вставн ной зуб закреп пляется запрессо овкой шттифта в паз кор рпуса. Оттдельныее кон149 струкц ции разлличаютсяя количееством штифтов ш и размеерами уп пругих стенокк корпусса. Э Эта консструкцияя обеспеччивает раавномерн ное расппределени ие сил закреп пления на н поверх хности ввставного о зуба, малые м гаабаритны ые размеры крепящи их детал лей, возм можностьь размещ щения боольшого числа зубьевв, простооту разбо орки фреззы. Недо остатками и констррукции яввляются повышеннаая точно ость пазоов и всттавных зу убьев поо их тол лщине, наличчие узки их прореезей, неддолговеч чность штифтов. ш Данный вид креплления при именяетсся на диссковых фрезах ф с механичческим кр реплением ттвердосп плавных пластиноок. М Методы ы креплен ния с исп пользова анием экссцентри иков. Всттавные зубья имеют призмати п ическую форму и иногдаа снабжааются осевыми рифлеениями. Вставной В й зуб заккрепляеттся повор ротом дввух эксцеентриков (ррис. 7.9, а). а Рис. 7.9. Креп пление всттавных зуб бьев: а − двумя эксцентрик э ками; б − одним экссцентрикоом Э Эта кон нструкци ия креплления об беспечив вает бысстросмен нность вставн ных зубььев, возм можностьь примен нения на фрезах м малых ди иаметров, ввозможноость испо ользован ния на фр резах с большой б длиной режущей ккромки и при инд дивидуалльном заккреплени ии отделььных кор ротких вставн ных зубььев. Нед достаткам ми данно ой консттрукции являютсся небольш шая зона контакта эксцен нтрика со о вставны ым зубом м; недостаточная наадежностть креплеения, чтоо позволяяет прим менять ихх лишь на фрезах, рааботающ щих в леггких услоовиях; во озможноссть смещ щения всттавно150 го зуба при закреплении (здесь требуется введение дополнительной опоры со стороны заднего торца вставного зуба); недолговечность крепящей детали. В конструкции, показанной на рис. 7.9, б, крепящий элемент тоже эксцентрик. Промежуточный элемент − упругая стенка корпуса фрезы. Вставные зубья призматической формы. Вставной зуб закрепляется поворотом эксцентрика. Отдельные конструкции отличаются друг от друга количеством эксцентриков на один вставной зуб. К достоинствам данной конструкции можно отнести равномерное распределение сил закрепления по поверхности вставного зуба, быстросменность вставных зубьев; малые габаритные размеры крепящих деталей; возможность применения на фрезах малого диаметра; возможность размещения большого числа зубьев и применения на цилиндрических фрезах при индивидуальном закреплении отдельных вставных зубьев (пластинок). Недостатками конструкции считаются повышенная точность пазов и вставных зубьев по их толщине, наличие узких прорезей, некоторые затруднения при изготовлении эксцентриков и их недолговечность. Разработанная конструкция крепления получила небольшое распространение. Она применяется на дисковых и концевых фрезах с механическим креплением пластинок. Может быть рекомендована для различных типов фрез при механическом закреплении пластинок твердого сплава. Методы крепления с использованием винтов. В конструкциях данного метода крепления вставные зубья призматической формы. Закрепление вставного зуба осуществляется затягиванием винта (рис. 7.10). Отдельные конструкции различаются расположением вставных зубьев и винтов в корпусе фрезы. При этом обеспечиваются простота конструкции, быстросменность вставных зубьев, надежность крепления при использовании винтов значительных размеров с большими силами закрепления. Недостатки конструкции: невозможность размещения большого числа зубьев (рис. 7.10, а), громоздкость (рис. 7.10, б), технологические затруднения при изготовлении закрытых пазов, недостаточная точность установки вставных зубьев, возможность смещения вставных зубьев при их закреплении, большие габаритные размеры крепящих деталей, значительные силы закрепления. Несмотря на это, описанная конструкция крепления находит широкое применение. Она 151 исполльзуется на торц цевых и цилиндр рических х фрезахх, оснащ щенных пласти инками твердого т сплава. Рис. 7.10 0. Эскизы креплени ия вставны ых зубьев м винтов с исполььзованием Н На рис. 7.10, 7 в по оказана кконструккция креп пления, у которой промежутточный элемент э − проклаадка, креепящий элемент э − винт. ДостоД инствами этогго метод да креплления явл ляются простота п а констру укции, быстрросменноость вставных зуббьев, удо обство и надежноость креп пления зубьевв. Недосстатки: невозмоожность размещеения болльшого числа зубьевв, больш шие габар ритные рразмеры крепящих деталлей, необ бходимостьь значитеельных сил с закреепления, отсутствие радииального о регулироввания всттавных зубьев. Данная конструкция исспользуеттся на торцеввых фрезах, оснаащенныхх пластин нками тв вердых ссплавов, не рекомен ндуется для д широ окого при имененияя в промы ышленноости. Н На рис. 7.10, г представл п лена консструкцияя крепленния, у ко оторой промеежуточны ый элемен нт − вин нт, перем мещающи ий элеменнт отсутсствует. Достооинства этой э консструкции и: равном мерное рааспределеение сил л крепления по поверрхности вставногго зуба, быстросм б енность ввставных х зубьев, тоочность установки у и вставны ых зубьеев. Недосстатки еее: повыш шенная точность пазовв и вставн ных зубььев по их х толщинее, наличиие узких прорезей, невозможн ность раззмещенияя большо ого числаа зубьев, большиее габаритны ые размерры болтовв для обесспеченияя долговеечности ккорпуса. У констррукции крепления к я, показаанной на рис. 7.1 0, д, про омежуточны ый элемен нт − нак кладка, ккрепящий й элемен нт − болтт. Закреп пление 152 пары вставныхх зубьев осущесттвляется одним болтом б ччерез нак кладку. Отделльные коонструкци ии разли ичаются между м со обой форрмой нак кладок и их п положен нием в ко орпусе ф фрезы. Достоинст Д тва такойй констр рукции креплления: воозможноссть размеещения большог б о числа зубьев, отсутствие смещени ий вставвных зубььев при их закрееплении, простотта конструкц ции. Недостатки и констррукции: пригодна лишь для бол льших диамеетров фреез, необх ходимостть значиттельных сил закррепления во избежан ние ослаб бления крепленияя в процессе фреезерованиия, увели ичение габари итных размеров р фрезы и нали ичие высступающ щих часттей по наруж жному ди иаметру. Данный метод кр репленияя нашел пприменен ние на торцеввых фреззах, оснаащенныхх пластин нками твердых спплавов. Может М быть и использоован для специалььных тор рцевых фрез. М Методы ы креплен ния, осноованные на н испол льзовании и специа альных болтоов. При данном д методе м кррепленияя вставны ые зубья иимеют пр ризматическкую форрму (рис. 7.11, аа). Закреепление двух всттавных зубьев з производится одним специаль с ьным бол лтом. Д Достоинсства этой й констррукции: возможно в ость разм мещенияя большого числа зуубьев, точ чная устаановка всставных зубьев, ннадежноссть закреплления при и тяжелы ых услови иях работты фрезы ы. Рис. 7.11. Креепление всставных зу убьев пр ри помощи и специалььных болттов Н Недостаттки: необх ходимостть точной й пригонк ки клина головки болта, и болььших силл закрепл ления, при игодностть только для фрезз больши их диаметровв, некотоорые неу удобства сборки и закрепл ления всттавных зубьев. з Эти кконструкц ции не им меют ши ирокого применен п ния в проомышлен нности. Исполльзуются для тор рцевых ф фрез, оснаащенных х пластиннками тввердых сплавоов больш ших диаметров для ля обрабо отки чугу унных загготовок. Могут быть и использовваны для специалььных тор рцевых фр рез. 153 У констррукции, показанн п ной на ри ис. 7.11, б, б крепящ щий элем мент − болт с головкоой особо ого фасон нного пр рофиля. Закрепле З ение встаавного зуба и индивидууальное, с помоощью бол лта. Нед достатки:: возмож жность размещ щения малого м чи исла зубььев и нетехнологгичностьь констру укции, исполльзуется для д фрезз небольш ших диам метров, главным г образом м с механичческим крреплениеем пласти инок твер рдого спл лава. П Парамет тры вст тавных зу зубьев сб борных фрез. ф Велличина вылета в вставн ного зубаа фрезы зависит от глуби ины срезааемого сслоя и во озможности свободн ного фор рмирован ния и удааления сттружки. Для надеежной работы ы фрезы ы величин на вылетта вставн ного зубаа (резца)) должнаа быть миним мально необходи н мой. В Вылет всставного зуба (реезца) ℎр слагается с я из следу дующих фактоф ров: гглубины срезаем мого слояя t0, преевышенияя глубинны срезааемого слоя kk, запасаа вылета для своббодного формиро ования сттружки. Величина k = 2 − 3 мм. ЗЗначениее запаса вылета ддля свобо одного формиров ф вания стр ружки беретсся в зави исимости от сечен ния резцаа в соотвеетствии с табл. 7..1. Т а б л и ц а 7.1 Значени ия запасаа вылета в зависи имости отт сеченияя резцов Диаметр фрезы, ф мм м 75 − 90 110 − 130 150 − 175 200 − 400 500 − 1000 С Сечение всставного зуба (резц ца), мм 12 х 12 14 х 14 16 x 16 20x x20 25x x25 Запас ас вылета y, y мм 9 11 12 15 20 Следо овательнно, вел личина вы ылета всттавного ззуба тор рцевой фр резы опр ределяетсся следу ующим вы ыражениеем: ℎр = + + . Размеер пластиинки твеердого сплава опр ределяеттся исхо одя из вел личины вылета ррезца ℎ и запаса на пер реточку С (рис. 7.12). 7 Рис. 7.112. Схема для д расчетта размероов плаастинки изз твердого сплава 154 Длина пластинки х определяется по формуле = ( ° . ) Определив длину пластинки х и выбрав нужную форму, подбирают номер пластинки по ГОСТ 2209-55. Для прямоугольной формы вставных зубьев торцевых фрез можно рекомендовать значения вылета ℎ [12] при работе с большими глубинами и подачами, представленные в табл. 7.2. Т а б л и ц а 7.2 Значения вылета hp вставных зубьев торцевых фрез D, мм 30 − 40 50 − 75 90 − 130 150 − 300 bxh 12 x 16 16 x 18 18 x 20 20 x 22 ℎр 10 12 14 16 При слишком большом вылете вставной зуб фрезы от действия окружной силы Р будет изгибаться вокруг точки а (рис. 7.13), что в конечном счете может привести к раскалыванию пластины твердого сплава. Изгибающий момент на вставном резце, наклоненном к оси фрезы под углом , определяется по формуле, кг ∙ мм, = cos ℎ . Высота призматического резца торцевой фрезы может быть определена по выражению ℎ = √ , где А − коэффициент, равный 4 − 5 для фрез диаметром от 30 до 110 мм и 3,5 − 4,0 для фрез диаметром от 130 до 300 мм; D − диаметр фрезы, мм. При определении ширины призматических резцов торцевой фрезы рекомендуется придерживаться следующих примерных отношений высоты вставного зуба (резца) к его ширине: = 1,3 для фрез диаметром до 75 мм; = 1,1 для фрез диаметром от 75 до 300 мм. 155 Д Длина прризматич ческого ррезца l определя о яется в заависимоссти от высотты корпуса торцевой фреззы Н, вел личины вылета в реезца h p и угла наклона вставн ного зубаа к оси ф фрезы (см м. рис. 7.13). Рис. 7..13. Схемаа действияя окружной силы на вставной й зуб торц цевой фреззы Рис. 7.14. Схема расположеения ррезца в паззу корпуса фрезы ы Положеение пазов под ввставные зубья (резц цы) хараактеризуется слеедующим ми парамеетрами: углом у нааклона боковой й стенки п паза к оси и фрезы, величинной резцаа h p и смещ щением а паза располож р жения оттносителььно оси фрезы ф (ри ис. 7.14). Предло оженная И.Г. Бар арановым м формулаа для определ ления уугла нааклона им меет вид д tg = tg t cos , − продоольный передний п й угол зуба фрезы ы; где редни ий угол фрезы. ф а = − (R R sin 156 + h p tg ). ) − пооперечны ый пе- При обработке конструкционной стали ( в = 70 кг/мм2) фрезами, оснащенными пластинками твердого сплава Т15К6, необходимая прочность режущей части может быть обеспечена при следующих размерах вставных зубьев и вылетах их из корпуса: − для дисковых и цилиндрических фрез: толщина стержня вставного зуба (резца) Сн = 8...9 мм; толщина пластинки твердого сплава = 2...2,5 мм; величина вылета резца h p = 8...9 мм; − для торцевых фрез: толщина вставного зуба (резца) Сн = = 10...14 мм; толщина пластины твердого сплава С = 2,5...3,0 мм; величина вылета резца h p = 8...10 мм или h p = (0,5...0,8)Сн. Толщина пластинок для тяжелых работ фрезами с механическим креплением: − на фрезах дисковых и цилиндрических СТ= 3,5...4 мм; − на фрезах торцевых СТ = 4,5...5,0 мм. 7.3. Фрезы с механическим креплением СМП Фрезы с механическим креплением СМП широко применяются для обработки различных материалов. Преимущество данных фрез по сравнению с фрезами с напаянными ножами состоит в повышении стойкости в два раза, сокращении до трех раз количества фрез, находящихся в обращении. Исключение − операции пайки и заточки ножей снижают количество брака при изготовлении, дают возможность использования новых марок твердого сплава, в том числе трудно поддающихся пайке. Централизованно выпускаются стандартные фрезы с пятигранными (ГОСТ 22087-76) и круглыми (ГОСТ 22088-76) пластинами диаметром 60, 63 и 80 мм с коническим хвостовиком. Насадные торцевые фрезы с СМП (ГОСТ 26595-85) выпускаются диаметром 80, 100, 125, 160 − 200 мм и более. Для снятия больших припусков применяются ступенчатые торцевые фрезы, обеспечивающие снятие больших припусков (до 25 мм) за один проход без возникновения вибраций, снижение мощности на резание до 20 − 30 % и увеличение производительности труда по отношению к одноступенчатым фрезам в зависимости от количества ступеней. Все более широкое распространение в металлообработке получают торцевые фрезы, оснащенные СМП из минералокерамики и пластинами из композита. 157 П Применеение фрез с пласттинами из и минералокерам мики и компок зита н наиболее целесообразно п при получ чистовой й и чистоовой обрааботке закалеенных стталей и чу угунов. К Конструукции и геометр г рические парамет тры фреез с СМП П Н На рис. 7.15 7 покаазана тип повая кон нструкци ия стандар артной фр резы с СМП.. В корпуусе фрезы ы 1 выпоолнены пазы, п в ни их устаннавливаю ют державки и 6 со шттифтом 7, 7 на котторые над деты реж жущие плластины 8. На корпуусе распооложено кольцо 2, имею ющее отв верстия ддля зажи имных винтоов 5, ввеернутых в хвосттовик державок 6. Для ссборки фрезы ф предуусмотрены ы пружи ины 3 и ш шайбы 4,, поджим мающие ррежущую ю пластинуу к базоввым повеерхностяям корпу уса и дер ржавки. Окончаттельно пласти ины закррепляютсся винтоом 5 при втягив вании деержавки в паз корпууса, которрая штиф фтом пррижимаетт режущу ую пласттину к фаскам ф 9, вып полненны ым в кольцевом ж желобе 1 0. Рис. 7.15. Тор рцевая фрееза с механическим креплениием пятигр ранных неп перетачивваемых плаастин 158 К Кольцевоой желоб выполлняется на н торцее корпусаа фрезы и соответсствует фоорме плаастины. П По этомуу же при инципу уустроены ы и ступеенчатые (двух- и трехступен нчатые) фрезы с СМП. И Их отлич чие от нееступенччатых зак ключается в том, чтто их реж жущие зубья рассположен ны волноообразно о как в радиалльном, так т и в оссевом нааправлении (рис. 7.16). Ф Фреза снаабжена дополлнительны ым кольцом 3 с пазами и внешней ступеенчатой конуск ной поверхносстью, зак крепляем мой в кор рпусе 2 винтамии 6 . Анал логичные прорези и внутрен ннюю стуупенчату ую поверхность иимеет кор рпус 2 фрезы ы. Рис. 7.16. Торцеввая двухсттупенчатая фреза с мееханическким креплеением пласстин С Сочетани ие ступен нчатых п поверхно остей кол льца и коорпуса образует стуупенчаты ые гнезда под реежущие пластин ны. Послле закреп пления режущ щие кром мки смеж жных зуббьев 4 и 5 оказываются ссмещенн ными в радиаальном направлен н нии на ℎ = 1 мм, м в оссевом — на вел личину h0 (h0 = 7...9 мм м для дввухступен нчатых и ℎ = 6,5 5 мм для трехступ пенчатых ф фрез). Пеередний угол ообразуетсся за счеет наклонна пласттины в держаавке под углом = − 11° и смещеения поло ожения ппластины ы относителььно диам метрально ой плоскоости с об бразовани ием = 77...8°. Плаастины с плосской перредней по оверхносстью при этом бу удут иметть = − 10°, а пластины со стружко оломающ щей канаввкой и углом у = 20° после дут иметьь = 10°.. установки буд 159 Фрезы с положительным передним углом рекомендуется применять: − для обработки нежестких деталей или на нежестких станках; − в условиях обработки на станках с недостаточной мощностью; − при обработке вязких металлов. При обработке чугуна, особо твердых металлов и в условиях больших ударных нагрузок необходимо применять фрезы с отрицательным передним углом. Задний угол получается за счет установки режущей пластины в корпусе ( = 10° для всех типов фрез). Т а б л и ц а 7.3 Углы в плане и для многогранных пластин Число граней пластины 4 75 15 Главный угол в плане φ 5 67 5 Вспомогательный угол в плане φ 6 55 5 Значения углов в плане и для круглых пластин зависят от глубины резания. При проектировании фрез с механическим креплением СМП параметры, ориентирующие режущую пластину в корпусе фрезы в зависимости от заданной рабочей геометрии лезвия, можно определить из схемы (рис. 7.17) в следующей последовательности. Выбирают передние и задние углы γ и α и угол в плане по действующим нормативам в зависимости от марки обрабатываемого материала, определяют радиальный передний угол урад по формуле tg γрад = tg γ sin φ. Затем подсчитывают боковое смещение пластины = фр 2 sinγрад ; радиальное смещение = осевой наклон пластины Ф 2 cos рад ; 160 sin ≈( ) tg радд = tg б боковое смещени с ие пласти ины = Ф 2 , sin ; sin рад ; ррадиальн ное смещ щение = оосевой наклон н пл ластины siin ≈ Ф 2 соs рад ; ttg + tg g sin . (1 − tg tg )cos t Ри ис. 7.17. Схема С для расчета паараметров в ориентацции СМП в корпусее фрезы У Установо очный угол у в п плане с допусстимой для практики точноостью принимаеттся равны ым углу в плане : ≈ . У Угол нак клона реж жущей ккромки определя о ется из ууравнени ия tg t = tgg ( − рад р ) cos , где tgg = tg sin . Н На основвании по олученны ых парам метров рассчиты р ывают баазовые размеры а1 и В. 161 7.44. Прогр рессивны ые консттрукции торцевы ых фрез с механиче м еским кр реплениеем СМП П Н Наряду со с стандаартными фрезами и на прои изводствее широко о применяю ются проогрессивн ные конструкции и торцев вых фрезз с мехааническим ккреплени ием СМП П. Т Торцеваяя фрезаа с кон ническим м хвосттовиком констр рукции М. А. Зайцеваа отличаеется мин нимальны ым колич чеством ззажимны ых элементоов (рис. 7.18). Реежущие п пластины ы 2 закрепляютт пружин нящим коничческим штифтом ш 4 . Пруужинящи ий эффек кт достиггается заа счет смещеения оси и отверстия под ш штифт в сторону с опорнойй боковой й базы корпууса 1 по отношени о ию к оси и отверсттия пласттины. В ккачестве боковых б баз исполльзуютсяя поверххности ко оническо ой втулкии 3 и бо оковая поверхность гнезда г в корпуссе. Втул лку 3 усстанавлиивают в центрпуса и закрепляю ют винто ом 5. ральном отверрстии кор К Конструкктивное исполнен и ние обесп печивает изготовлление фреез диаметром м 40, 50 и 63 мм с числом зубьев 4 и 5, оснаащенных пятигран нными пласти инами. Фреза Ф имееет геометтрически ие параметры: переедний радиальный уггол р = 3°, передн ний осевоой угол о = 11°, заадний угоол = 3°. Рис. 7.18. 7 Торцеевая фрезаа конструукции М. А. А Зайцев а Рис. Р 7.19. Торцевая фреза с пятигранн п ными пласттинами 162 Н На рис. 7.15 − 7.24 при иведены констру укции тоорцевых фрез, оснащ щенных режущим р ми пласттинами трех-, т четырех- и пятигр ранной формы ы. Отлич чительнаая особен нность данных д фрез ф от сстандарттных в том, ччто базой й при зак креплени ии пласти ин являеттся коничческая поверхность корпусаа, а не кольцевой желоб. Такое Т кон нструктиивное исп полнение обеспечиввает полу учение рразличны ых значен ний углоов в план не при исполльзовании и пласти ин одной формы за счет изменени и ия угла конуса к базовоой поверрхности корпуса. к Н На рис. 7.19 7 привведена коонструкц ция фрезы ы диамеетром 45 мм с чисслом реж жущих зу убьев 5. Ф Фреза состоит из и корпууса 1, кольца к 2, 2 держаавок 4, в которых х на штиф фтах устаановлены ы режущ щие пласстины 5. Узел кррепленияя, как и у стандаартных фрез, ф вкл лючает ввинт 6, пр ружину 7 и шай йбу 8. Баазовая ко оническаая поверх хность на корпуусе 3 вып полнена под п углом м 21° и обеспечи о ивает при установке пластин п в корпу усе углы ы = 577° и = 13°. Реззьбовые оотверстияя под вин нты в державкках 4 см мещены относительно их х осей в сторон ну наружного ддиаметраа корпуса фрезы ы. Для прредохран нения от поворотаа держав вка снаабжена штифтом ш 9, входяящим в паз п корпу уса фреезы. Т Торцеваяя фреза (рис. 7.220) отлич чается от Рис. 7.220. Торцеваая фрерассм мотренной й констр рукции теем, что винты в дляя за с крреплением пятикреплления дерржавок установллены со стороны ы гранныхх пластин с торца торца фрезы. Ф Фреза соостоит изз корпусаа 1, в отвверстиях которогоо установлены держаавки 2, осснащенн ные режуущими пл ластинам ми 3. Плаастины заакрепляют ввинтами с коничееской голловкой. В Винты установлеены парал аллельно осям дер ржавок и своими коническим ми головвками ко онтактирруют с продольны п ыми конническим ми лысками и на держ жавках. Н На рис. 7.21 при иведена кконструкция торц цевой нас асадной фрезы, ф оснащ щенной четырехгр ранными и режущи ими пласттинами. 163 Ф Фреза соостоит изз корпусаа 1, в отвверстиях которогго устано овлены и закрреплены при пом мощи вин нтов 3 деержавки 2 с режуущими пластип нами 4. Реж жущие плластины одной своеей гранью ю базирууются наа внутренн ний кону ус корпууса фрезы, которы ый имеет наклонн, обеспечивающи ий при установке у е пластин ны углы в плане φ = 75°и φ = 15°. Фрезер рная голоовка (рис. 7.22), оснаащенная трехграанными режущим ми пласттинами, предназн начена для фрезерования плоскосстей с упом под д углом 990°. усту Фреза состоит из корп пуса 1, колььца 2, деержавок 33, оснащ щенных реж жущими пластина п ами 4. Закрепие держ жавок с пласттинами Рис. 7.21. Торрцевая нассадная фрееза лени осущ ществляеется винттом 5. РезьбоР с ччетырехгрранными пластинами п и вые отверсттия в дерржавках 3 под винтоом 5 выпо олнены со с смещеением в сторону нааружного о диаметр ра корпууса. Отвеерстия под деержавки вскрыты ы со сторроны нар ружного ди иаметра корпусаа фрезы ы, а дер ржавки имеютт лыски,, что обееспечиваает высту упание режущ щих пласстин за корпус фррезы. Реж жущие пласти ины одно ой своей гранью базирую ются на наруж жную кон ническую ю поверхнность ко орпуса, обеспечивающ щую угол л в планее φ = 90 0°. Такое коонструкттивное решение р позволяет обрабаты ывать нее только плоскоссти, но и различны ые выемкки типа карманов к в в корп пусных деталяях. Н На рис. 7.23 7 покаазана коннструкци ия торРис. 7..22. Торцеевая фрезаа с трехгрранными пластинам п ми цевой й двухсту упенчато ой фрезы ы, оснащ щенной пятигрранными и режущи ими пласстинами. 164 Ф Фреза соостоит изз корпусаа 1, в коттором вы ыполнены ы сквозн ные отверсти ия 2 двухх диаметтров D 1 и D 2 под д держав вки пласттин 5. Раабочий торец корпусаа фрезы изготоввлен в ного кон нуса с ууглом виде усеченн базоφк = 226°, на котором к имеются и вые п поверхноости 3 под п реж жущие пласти ины 4. Державки Д и закреп пляются вин нтами 8. Для удо обства сборки фрезы ы в консттрукции предусм мотрены коонические пружин ны 6 и ш шайбы 7. Использоваание кон ническихх пружин исключ чает пр ромежутточное цо. кольц Ф Фреза прредназнаачена дляя снятия пррипуска до 7,0 мм м по 3,5 мм каждоой ступен нью. При и снятии и приРис. 7.23 3. Торцеваая насаднаая пуска 5,0 мм м первой ступеньью обдвухступ пенчатая ф фреза с пящий п припуск составит 8,5 мм м. Изтигранны ыми пласттинами меняяя угол коонуса ко орпуса ф фрезы, можноо значиттельно расширитть диапаззон сним маемых пприпуско ов, не увеличивая ди иаметр фр резы. Р 7.24. Торцевая Рис. Т н насадная двухступен д нчатая фрееза с реггулировкой й пятигран нных пласстинок 165 Конструкция торцевой двухступенчатой фрезы (рис. 7.24) расширяет ее технологические возможности за счет регулировки режущих элементов второй ступени. Фреза состоит из корпуса 1, рабочий торец которого выполнен в форме усеченного конуса с углом φк = 26°. В отверстиях корпуса установлены резцовые державки 3 с пластинами 4, которые закрепляются в корпусе винтами 5 с пружиной 6. Параллельно образующей конуса установлены регулировочные элементы 7 для настройки режущих пластин второй ступени. Регулировочный элемент изготовлен в виде четырехгранника, каждая сторона которого является опорной поверхностью для режущих пластин. Для базирования в отверстии корпуса регулировочный элемент имеет два цилиндрических пояска 8 и 9. Шаг каждой опорной поверхности относительно друг друга увеличивается на 0,5 мм. Ориентация каждой опорной поверхности относительно боковой грани режущей пластины осуществляется при помощи запорного корпуса 10, выполненного в виде усеченной пирамиды с числом граней, соответствующих числу опорных поверхностей. Запорный конус своими гранями развернут относительно опорных поверхностей на угол а, равный заднему углу резания. Под действием пружины 11 регулировочный элемент одной из граней прижимается к штифту 12, установленному в корпусе фрезы. Регулировочный элемент поворачивается при помощи квадрата 13. Регулировка пластин второй ступени увеличивает осевое смещение ℎ вершин режущих пластин второй ступени относительно режущих пластин первой ступени, а именно с ℎ = 3,5 мм до ℎ = 5,0 мм, т. е. обеспечивается снятие припуска 7 − 10 мм. 7.5. Фрезы, оснащенные режущими элементами из ПСТМ Инструмент, оснащенный поликристаллическими сверхтвердыми материалами (ПСТМ) и керамикой, предназначен в первую очередь для высокоскоростного резания, такого, при котором скорость возрастает в 10 раз и более (на порядок) по сравнению с уровнем, установившимся для данного обрабатываемого материала и твердосплавного инструмента. В настоящее время наибольшее распространение высокоскоростное резание находит при фрезеровании 166 инструментом из ПСТМ. Привлекательность фрезерования для работы на автоматизированных станках с высокими скоростями объясняется тем, что концевые и торцевые фрезы осесимметричны, обладают приемлемыми размерами и массой, легко подвергаются балансировке; кроме того, при фрезеровании нет проблемы стружкодробления. Превосходство поликристаллического кубического нитрида бора (ПКНБ) над твердыми сплавами при рекомендуемых для ПКНБ сечениях среза очевидно. Процесс фрезерования чугунов и сталей инструментом из ПКНБ принципиально отличается от обработки твердосплавными фрезами: • скорость резания сталей в 4 раза, а чугунов в 10 − 20 раз выше; • подачи на зуб в 2 − 4 раза меньше, а минутная подача в 2 − 5 раз больше; • силы резания в 2 − 4 раза меньше; • потребляемая мощность в 3 − 8 раз больше, а удельный расход электроэнергии на деталь остается неизменным; • неплоскостность и шероховатость обработанной поверхности в 2 − 4 раза ниже; • отсутствует наклеп (из-за высоких температур в зоне резания, превышающих 1000 °С); • производительность съема припуска в 1,5 − 5 раз выше. Фрезерование инструментом из ПКНБ и точение по ряду параметров также различаются. Более распространенные знания о точении часто механически переносятся на фрезерование, что может приводить к отрицательным результатам. Чтобы избежать этой ошибки, нужно помнить следующее: 1) точение сырых сталей резцами из ПКНБ осуществляется на скорости 100 − 200 м/мин, что экономически невыгодно в сравнении с твердосплавными резцами; фрезерование проводится на скорости 400 − 900 м/мин, при этом обеспечиваются высокое качество обработки и в отдельных случаях экономический эффект; 2) скорости резания при фрезеровании закаленных сталей и чугунов инструментом из ПКНБ в 3 − 4 раза выше, чем при точении; 3) невозможно фрезерование закаленных либо быстрорежущих сталей HRC 60 − 70 инструментом из ПКНБ, тогда как непрерывное точение этих сталей (без удара) чрезвычайно эффективно; 167 4) предварительное фрезерование чугунов при корке эффективно и находит все более широкое применение, а точение по корке пока применяется ограниченно; 5) резцы из композита 01 не рекомендуются для точения с ударом закаленных сталей, а при фрезеровании композит 01 очень эффективен при обработке чугунов и сталей любой твердости; 6) резцы с пластинами из композитов 05 и 06 одинаково эффективно обрабатывают и чугуны, и закаленные стали, а торцовые фрезы предназначены только для обработки чугунов; 7) при точении определяющее влияние на стойкость инструмента из ПКНБ оказывает скорость резания, а при фрезеровании − подача на зуб. Поэтому при заданной глубине резания в случае точения сначала назначают подачу на оборот, максимальную по критерию точности и качества обработки, а затем подбирают экономически эффективную скорость резания. В случае фрезерования, наоборот, сначала назначается максимально возможная скорость резания, затем подбирается подача на зуб, обеспечивающая требуемое качество поверхности. При использовании ступенчатых фрез максимальная глубина резания может быть увеличена в 1,5 − 2 раза. Для эффективной эксплуатации фрез из ПСТМ создается оборудование, в полной мере отвечающее требованиям этого инструмента в части скоростной характеристики, мощности, жесткости и виброустойчивости. Так, фирма Heiliegens-taedt (Германия) разработала новый тяжелый высокоскоростной (n ≤ 50 тыс. мин ; Sм ≤ 35 тыс. мм/мин) портальный продольно-фрезерный станок с длиной зоны обработки 5 м, на котором скорость резания фрезой диаметром 80 мм может достигать 12 тыс. м/мин (200 м/с), что характерно уже для сверхскоростной обработки; причем при Sм = 35 тыс. мм/мин подача на оборот So = 0,7 мм, что обеспечивает высокое качество обработанной поверхности. Фирма Heller (Германия) создала фрезерные станки для высокоскоростной предварительной (по корке) обработки привалочных плоскостей чугунных блоков двигателей автомобилей фрезами диаметром 315 − 500 мм с пластинами из ПКНБ или нитридной керамики при глубине резания до 5,0 мм и продольной подаче Sм = 5000 мм. Таким образом, наблюдается вполне сформировавшаяся тенденция не только увеличения скорости вращения шпинделей до 30 − 60 тыс. мин-1 и подач до 20 − 50 м/мин, но и повышения мощно168 сти гллавных приводов п до 30 − 50 кВт, что cоздает базу для шир рокого внедрения в машиност м троении ввысокосккоростно ого обдиррочного, полуистового о резанияя с примеенением новых иинструмен нтальчистоввого и чи ных м материалоов. Увеличение сскорости резания позволяяет снизи ить силы реезания и уменьши ить наклеп, снизи ить подаачу на обборот при увеличен нной мин нутной подаче п и тем сам мым умен ньшить ш шероховаатость обработанной поверхн ности, уллучшить показатеели точноости, преедъявляемы ые к корп пусным деталям. д Установвлено так кже, что скоростьь резания сллужит ваажнейши им резеррвом повышения не толькко произзводительноости обрработки, но н и в си илу особеенностей й физико--механич ческих свойсттв ПСТМ М и кер рамики − надежн ности пр роцесса фрезероввания. Значи имость прроцесса торцевог т го фрезер рования в техноллогии метталлообработки под дтверждаают резуультаты анализа а значител з льного ко оличенаименовваний деталей, оббрабатывваемых на н станкаах с числ ловым ства н программным управлеением (Ч ЧПУ), многоцел м левых сттанках и комплексн но-автом матизированных участках х: корпуссные деттали составляют 277 % от об бщего чи исла изгоотавливааемых дееталей, а трудоем мкость их обрработки − около 60 6 % сум ммарной трудоемкости. Рис. 7.25. 7 Хвостовые торрцевые фреезы диамеетром 20 − 63 мм с механическим крреплением м пластин из и ПСТМ С Существвенная до оля этой ттрудоемккости приходитсяя на обрааботку плосккостей, к большинству кооторых предъявля п яются слледующи ие требован ния по тоочности и качесттву: непаараллельн ность пллоскостей й и их неплооскостноссть не бо олее 0,011 мм на длине 100 мм; ш шероховаатость обработанныхх поверхн ностей Raa = 1,25....2,5 мкм. 169 Для фрезерования плоскостей малогабаритных корпусных деталей разработана конструкция хвостовых торцевых фрез диаметром 20 − 63 мм с механическим креплением пластин из ПСТМ. Фреза (рис. 7.25, табл. 7.4) состоит из корпуса 1 и режущих пластин 2, закрепляемых в корпусе прихватом 3 посредством винта 4. Т а б л и ц а 7.4 Фрезы (право- и леворежущие), оснащенные круглыми (форма А) и ромбическими (форма Б) пластинами (см. рис. 7.25) D 20 25 32 40 50 63 Обозначение конуса Морзе 3 L z 125 − 4 150 5 155 155 195 1 2 3 3 4 Гамма нерегулируемых сборных торцевых фрез диметром 80 − 160 мм (рис. 7.26) разработана уже по кассетному принципу. Пластины крепятся в гнезде державки 3 прихватом 5, который прижимает пластину винтом 2. Кассета крепится в корпусе фрезы под винтом 6. Винт 7 осуществляет подтягивание кассеты до упора в корпус фрезы для выборки возможных зазоров, а также осевое микрорегулирование кассет. Главным направлением развития конструкции торцевых фрез с пластинами из ПСТМ и керамики является создание и освоение выпуска инструмента, построенного по кассетному принципу и оснащенного механизмами точного регулирования положения режущих кромок. Насадные регулируемые кассетные фрезы диаметром 125 − 250 мм, в том числе ступенчатые, с пластинами из ПКНБ предназначены прежде всего для сверлильно-фрезерно-расточных станков с ЧПУ, а диаметром 315 − 800 мм − для специальных тяжелых станков, встроенных в автоматические линии (рис. 7.27, табл. 7.5). Фреза состоит (см. рис. 7.27) из корпуса 1 и кассет с режущими пластинами 8. 170 Рис.. 7.26. Нассадные сбоорные торц цевые фреезы диаметтром 80 − 160 1 мм с механичес м ким крепл лением пластин из П ПСТМ И Исполнен ние 1 Исполнеение 2 Рис. 7.27. Насаадные сборрные торц цевые фрезы диаметтром 125 − 800 мм с осевым о реегулирован нием и насстройкой пположения режущих р кромок пл ластин из ПСТМ П 171 Т а б л и ц а 7.5 Насадные регулируемые кассетные фрезы Исполнение 1 2 D, мм D 1, мм d, мм 125 160 200 160 200 250 315 400 500 630 800 130 165 205 165 205 255 320 405 505 635 805 40 50 H, мм f 1 ,мм f 2 , мм − 63 40 66,7 101,6 60 80 177,8 − − z 10 14 18 14 18 24 30 40 50 60 80 П р и м е ч а н и е . Фрезы (право- и леворежущие) оснащаются кассетами двух исполнений: А − кассеты с гнездом под круглые пластины; Б − кассеты с гнездом под квадратные пластины с главным углом в плане 75°. Кассеты крепятся в пазах корпуса винтами 2 и состоят из державки 6, прихвата 9, крепежного винта 7, сухаря 4 и регулировочного винта 3 с ограничительной шайбой 5. Конструкция фрезы предусматривает осевое регулирование кассет. Настройка осуществляется в два этапа. Предварительно двумя винтами при легком поджатии державок винтами 2 вершины пластин выравниваются в пределах 0,02 мм. Затем винты 2 закрепляются. Окончательно осевое регулирование осуществляется только в направлении перемещения кассет к рабочему торцу. В результате достигается осевое биение режущих кромок не более 0,005 мм, что обеспечивает высокопроизводительную работу фрез с большими подачами и высоким качеством. Несмотря на кажущуюся сложность настройки, в среднем на регулировку одной кассеты требуется не менее 1 мин. Малое радиальное биение режущих кромок (0,04 − 0,10 мм в зависимости от диаметра фрезы) обеспечивается точностью исполнения соответствующих размеров корпусов фрез и державок кассет, а также использованием прецизионных режущих пластин класса допуска Е и Н. 172 К Кассеты предстаавляют сообой взааимозамееняемые сборныее узлы констррукции фрезы, их разлличные исполнен и ния отлиичаются лишь формоой и разм мером гн незд под ррежущиее пластин ны и моггут комплектоватьсяя пластин нами кру углой и кквадратн ной форм мы, в том м числе со с специалььными радиусны ыми зачи истными фасками или ллюбой другой д формы ы из разн ных маро ок ПСТМ М и керам мики. К Конструкктивное исполнен и ние узла регулиро овки поззволяет перенап лаживвать фреззы на сттупенчатуую схему у припусска, разм мер котор рого в двухсттупенчатом вариаанте фреезы при обработк ке чугунна или легкого л сплаваа может быть б увел личен в 11,5 − 1,8 раза, р а пр ри обрабоотке закал ленной стали − в 1,3 − 1,6 раза. Ступенччатые фреезы спосо обны за оодин прох ход обработаать поверрхность окончатеельно, пр ричем есл ли к даннной плоскости предъяявляютсяя повышеенные треебования, напримеер по шерроховатости, то чистоввую ступ пень следу ует оснащ щать касссетами с пластинаами квадр ратной формы ы с зачисттными реежущими и кромкам ми (рис. 7.28, 7 таблл. 7.6). Ри ис. 7.28. Специальн С ая чистоваая пластин на из ПСТ ТМ Т а б л и ц а 7.6 Раззмеры фр рез торцеевых пер реналажи иваемых, мм И Исполнени ие 1 1 1 2 2 2 2 2 2 2 D 12 25 160 200 160 200 250 315 400 500 630 D1 1300 1655 2055 1655 2055 2555 3200 4055 5055 6355 d 40 50 50 H F1 63 40 66,7 80 60 177,8 8 − 173 z F2 8 10 12 10 12 14 18 24 30 36 Фрезы кассетной конструкции наиболее выгодно использовать в условиях гибкого автоматизированного производства, отличающегося быстрой обновляемостью номенклатуры. Фрезы большого диаметра должны подвергаться статической и динамической балансировке до установки на шпиндель станка. Предельное значение допустимого дисбалансирования при статической балансировке (по аналогии с алмазными шлифовальными кругами) для фрез диаметром 200 мм − 40 г ∙ с м ; 250 мм − 50 г ∙ с м ; 315 мм − 60 г ∙ с м ; 400 мм − 80 г · см; 500 мм − 100 г · см; 630 мм − 120 г · см; 800 мм − 160 г · см. Для облегчения пользования тяжелыми фрезами диаметром свыше 315 мм разработана составная конструкция, предусматривающая наличие массивного маховика, постоянно установленного на шпинделе и создающего необходимый момент инерции, и относительно легкого сменного венца с кассетами. Кассетный принцип обеспечивает исключительную гибкость фрезы − на базе одного корпуса при наличии комплектов кассет разных исполнений можно собирать фрезы, максимально отвечающие требованиям той или иной технологической операции, будь то предварительная или окончательная обработка или обработка различных материалов. Поэтому на базе кассетных регулируемых фрез создана конструкция переналаживаемых торцевых фрез диаметром 125 − 800 мм, которая значительно расширяет технологические возможности вышеописанной конструкции. В переналаживаемых фрезах кассеты выполнены так, что осевой и радиальный задние углы задаются на державке, а пазы в корпусе фрезы выполнены симметрично относительно оси фрезы. Такое решение открывает широкие возможности для оснащения корпусов фрез кассетами с пластинами из ПКНБ, поликристаллического алмаза (ПКА), режущей керамики и твердых сплавов, поскольку оптимальная геометрия режущего клина из того или иного инструментального материала при обработке различных материалов реализуется непосредственно в кассете. Кассеты (рис. 7.29) для переналаживаемых фрез могут оснащаться, например, круглыми и квадратными, в том числе с радиусными зачистными фасками, пластинами с диаметром вписанной окружности до 12,7 мм и с задними углами, а также пластинами любых других форм и размеров. 174 В целях дальней йшего поовышени ия произв водителььности и качества ообработки и, надеж жности рааботы ин нструмен нта разраб аботаны торцет вые ф фрезы с осевой и радиальн р ной регул лировкам ми кассетт, оснащеенных сменн ными реж жущими пластина п ами из ПСТМ (ри ис. 7.30). Рисс. 7.29. При имер оснаащения касссет перен налаживаем мых фрез плаастинами рразличных х форм и размеров р Ф Фреза соостоит изз корпусса 1, в пазах которогго устано овлены ккассеты с ррежущим ми пластинами 22, размещен нными в гнездах х державвок 3 кассетт и закреепленным ми с помощью прихвватов 4 и винтов 5. Креп пление самой й кассеты ы осущесствляетсяя винтами 6 и 7. В пазах п кор рпуса подд кассетами и размещ щены реггулировоочные клиньья 8, сввязанныее с корп пусом винтами 9. Осевой О опорой о ккассет служи ит сухарьь 10, расп положенн ный в гнездее корпусса и вхо одящий ссвоим повод дком в пааз кассетты. Осеваая регулировка оссуществл ляется п путем перем мещения сухаря винтом 11 за счет н наличия угла меж жду напрравле175 Рис. 7.30. Насаднные сборн ные торцевыее фрезы дииаметром 125 − 630 мм с двойным и радиалььным регулированием и ннастройко ой пор ккромок пл ластин ложения режущих из ПСТМ П и ккерамики нием указанноого переемещенияя регули ировочно ого клинаа 8 винттом 9 вдоль паза коррпуса. В первую ю очеред дь произвводится предвари ительнаяя (с точн ностью 0,01 − 0,02 мм м) осеваяя регули ировка, затем з рад диальнаяя (с точн ностью 0,005 − 0,01 мм) м и око ончателььная осеввая (0,005 мм). В Во время радиальной регули ировки пр ри необхходимостти ослабл ляется кррепежный й винт 6, вин нт 7 отпуущен. Пр ри предварительн ной осево ой регуллировке винт в 6 должеен быть слегка с по оджат, ви инт 7 отп пущен. Во о время оокончатеельной осевой й регули ировки ви инт 6 доллжен бы ыть полно остью заттянут. Реегулировка должна производ диться тоолько перемещен нием касссет к раб бочему торцуу фрезы, а по окончании ее долж жен бытьь зажат ввинт 7. После оконччательной й осевой регулировки жел лательно провериить радиаальное биени ие режущ щих кромок, при н неудовлеетворител льном реезультатее регуллировку надо н повтторить. Дляя инструм мента с ввысокоиззнососстойкими и пластин нами из ПСТМ разрабботаны наиболее н совершеенные фр резы с оосевой, радиальн р ной и углловой реегулирровками кассет к (р рис. 7.31)). Фрееза состо оит из коорпуса 1,, в паззах котор рого устаановлены ы кассеты ы с реж жущими пластинами 2, рразмещен нными в гнездах х держав вок 3 касссет и закреплленными с помо ощью пррихватов 4 , и ввинтов 5 . Сама кассета к кр крепится в корп пусе вин нтами 6 и 7. В пазах ко орпуса п под кассеетами раззмещены ы регулир ровочн ные клин нья, состо оящие изз двух часстей 8 бой винттом 10 Рис. 7.31. Нассадные сб борные и 9, связанных между соб цевые фррезы диам метром и с корпу торц усом вин нтом 11 . Осевой й опо125 − 630 мм с тройны ым осе- р рой кассеет служи ит сухарьь 12, рассполовым,, радиальн ным и уггловым ж женный в гнездах х корпусса и вход дящий регуулированиеем и настр ройкой ссвоим по оводком в паз каассеты. Осевая О полоожения реж жущих пл ластин ррегулировка осущ ществляеется путеем пеиз ПСТМ и керамик ки рремещени ия сухар ря винтоом 13 заа счет наличчия угла между направле н ением укказанного о перемеещения и осью паза ккассеты. Радиалььная регуулировкаа осущесствляетсяя за счетт пере176 мещения регулировочного клина винтом 11 вдоль паза корпуса. Для регулировки углового положения кассеты, которая производится в случае необходимости установки зачистной кромки строго параллельно обрабатываемой поверхности, при помощи винта 10 перемещают часть клина 9 относительно части 8, зафиксированной винтом 11. Порядок регулировки рекомендуется следующий: в первую очередь производится угловая регулировка кассет, потом предварительная осевая регулировка (с точностью 0,01 − 0,02 мм), радиальная регулировка (с точностью 0,005 − 0,01 мм) и окончательная осевая (0,005 мм). Во время угловой и радиальной регулировок при необходимости ослабляется крепежный винт 6, винт 7 отпущен. При предварительной осевой регулировке винт 6 должен быть слегка зажат, регулировка должна производиться только перемещением кассет к рабочему торцу фрезы, а по окончании регулировки должен быть зажат винт 7. После окончательной осевой регулировки желательно проверить радиальное биение режущих кромок. При неудовлетворительном результате регулировку повторить. Фрезы как с двойной, так и с тройной регулировкой имеют типоразмеры, указанные в табл. 7.7. Т а б л и ц а 7.7 Размеры фрез с двойной и тройной регулировкой Диаметр фрезы D, мм Диаметр отверстия d, мм Число зубьев (кассет) z 125 160 200 250 315 400 500 630 40 40 60 60 60 60 60 60 6 8 10 12 15 20 25 30 Регулируемые торцевые фрезы со вставными напайными ножами, оснащенными композитом 01, предназначены для чистового и тонкого фрезерования открытых и ступенчатых, в том числе типа «ласточкин хвост», поверхностей деталей из сталей и чугунов любой твердости. Фрезы изготавливаются одноступенчатыми − тип 1 (табл. 7.8) и многоступенчатыми − тип 2 в исполнениях для фрезерных (рис. 7.32) и шлифовальных (рис. 7.33) станков. Причем в исполнении для шлифовальных станков одноступенчатые фрезы изготовливаются с различными вариантами крепления на станке: ножами от шпинделя и ножами к шпинделю станка. 177 Т а б л и ц а 7.8 Фрезы оодноступ пенчатые D, мм м d, мм м 80 100 125 160 200 80 100 125 160 200 27 Раасположен ние ножей й станка, Н к шпинделю ш отт шпиндел ля 32 − Z 6 8 32 34 27 32 34 − 32 Ри ис. 7.32. Насадные Н сборные торцевые фрезы дииамеетром 80 − 200 мм лируемым ми в осеввом м с регул нааправлении и вставным ми напайн ными ножами, осна-щ щенными композиттом 01, дляя фрезерны ых станковв Рисс. 7.33. Насадные сбборные тор рцевые фр резы диамеетром м 80 − 200 мм с регуулируемым ми в осево ом направллени ии напайны ыми ножам ми, оснащ щенными композито к ом 01, для шли ифовальны ых станков в 178 10 6 8 10 Многоступенчатые фрезы (в исполнении для шлифовальных станков) от D = 160 мм и более имеют два опорных торца А и Б, что позволяет устанавливать их на станке в зависимости от вида обрабатываемой поверхности в положении ножами от шпинделя станка или ножами к шпинделю станка. Фрезы изготавливают право- и леворежущими. Разработанные ВНИИ инструментов конструкции торцевых фрез охватывают практически весь диапазон диаметров фрез, необходимых для комплектации станков с ЧПУ, многоцелевых станков и автоматических линий. 179 Глава 8 ПРИ ИМЕРЫ Ы РАСЧЕ ЕТА ФРЕЗ ДЛ ЛЯ ЗАДА АННЫХ УСЛОВ ВИЙ ОБР РАБОТК КИ 8.1. Пример расчета ди исковой фрезы для заданныхх услови ий обрабо отки З а д а н и е . Расссчитать и спроекктировать дисковвую фреззу для обработки паза детали «вилка п переключ чения» по п чертеж жу (рис. 8.1). 8 Ра асчет фр резы Исходные данны ые чения; Д е т а л ь: вилка ппереключ материаал детали и − стальь 25JI-II ГОСТ 977 с хаарактери истикамии: предел л прочности В = 450 МПа, М преедел теку учести 0 МПа; относите о ельное уд длинеТ= 240 ние = 19%. Рисс. 8.1. Эсккиз обработки Зааготовка полученна методо ом литья поо выплавляемым моделям м; состоян ние обраабатываем мых повеерхностей − предваррительно о обработтанная беез корки R z = 800 мкм. О п е р а ци ц я : гори изонталььно-фрезеерная (см м. таблиццу). Установить. Закрепи ить. Снятть. Фреезероватьь паз в раазмер 10Н Н10. Р Режущий й инстру умент: фрреза дискковая трехстороннняя. Отвеерстие обрабатываютт на гориззонтальн но-фрезер рном станке модеели 6Р81. Техни ическая характееристика а станка Рабоччая поверрхность стола с ...... ................... 800 х 250 мм Размеер конусаа шпиндееля ......... ................... Морзее № 4 Паспортн П ные данн ные станк ка Механи изм подач ч мм/мин м П Продольны ые попереч чные Верти икальные 13, 17, 21, 26 6, 33, 42, 552, 64, 82 104, 130, 1 160, 200, 255, 3220, 395, 50 00 180 Расчет дополнительных исходных данных В качестве дополнительных исходных данных приведен расчет частот вращения. Определение знаменателя геометрического ряда φ: φ= − , ⁄ где = − диапазон регулирования частот вращения шпинделя; = 1630⁄50 = 32,6, φ= − √32,6 = 1,26. Частота вращения шпинделя: = = 50 мин ; n = n φ = 50 ∙ 1,26 = 63 мин ; n = n φ = 63 ∙ 1,26 = 79,38 ≈ 80 мин ; n = n φ = 80 ∙ 1,26 = 100,8 ≈ 100 мин ; = n φ = 100 ∙ 1,26 = 126 мин и т. д. Режимные параметры: 1) глубина резания t = 12 мм по эскизу обработки; 2) подача на зуб s z = 0,017 мм/зуб [24, с. 403]. Расчет скорости резания Скорость резания определяется по формуле [24, с. 406]: = (С ⁄ ) , где С − коэффициент, равный 53 [24, с. 407]; D − диаметр фрезы, предварительно принимаем 90 мм; Т − период стойкости фрезы, 120 мин [24, с. 411]; t − глубина резания, 12 мм; s − подача на зуб, 0,017 мм/зуб; В − ширина фрезерования, 10 мм (по эскизу фрезерования); z − число зубьев, предварительно принимаем 12; q, т, х, у, и, р − показатели степени, q = 0,25; т = 0,2; х = 0,3; у = 0,2; и = 0,2; р = 0,1 [24, с. 407 − 408]; K − обобщенный поправочный коэффициент, = м п и , где м − коэффициент, учитывающий свойства обрабатываемого материала, 181 = г (750/ ) = 1 (750/450) , = 0,63, где Кг − поправочный коэффициент на обрабатываемый материал, 1,0 [24, с. 359]; В − предел прочности обрабатываемого материала, 450 МПа; − показатель степени, − 0,9 [24, с. 359]; п − поправочный коэффициент состояния поверхности заготовки, 0,85 [24, с. 361]; − поправочный коэффициент материала инструмента, 1,0 и [24, с. 361], K = 0,63 ∙ 0,85 ∙ 1 ≈ 0,54. Отсюда 53 ∙ 90 , = 0,54 = 17,21 м/мин. 120 , ∙ 12 , ∙ 0,017 , ∙ 12 , ∙ 10 , м Расчет частоты вращения шпинделя Частота вращения шпинделя рассчитывается по формуле 1000 ∙ 17,21 = 60,9 мин . 3,14 ∙ 90 По паспорту станка принимаем значение частоты вращения n = 100 мин-1. Фактическое значение минутной подачи по откорректированной частоте вращения = s = 0,017 ∙ 12 ∙ 50 = 10,2 мм/мин. Принимаем по паспорту станка значение подачи = 13 мм/мин. = 1000 = Расчет главной составляющей силы резания Расчет главной составляющей силы резания при обработке паза ведется по формуле 10C t s B z Kм , P = D n где Cp − поправочный обобщенный коэффициент на силу резания, 68,2 [24, с. 412]; t − глубина резания, 12 мм; s z − подача на зуб, 0,017 мм/зуб; В − ширина фрезерования, 10 мм; z − число зубьев, 12; D − диаметр фрезы, 90 мм; п − частота вращения шпинделя, 50 мин-1; х, у, и, q, w − показатели степени, х − 0,86; у = 0,72; и = 1,0; q = 0,86; w = 0 [24, с. 412]; К м р − поправочный коэффициент, учитывающий физико-механические свойства обрабатываемого материала, = ( /750) = (450/750) , = 0,86, где — твердость обрабатываемого материала, 450 МПа; n − показатель степени, 0,3 [24, с. 362]. м 182 Отсюда 10 ∙ 68,2 ∙ 12 , ∙ 0,017 , = 90 , ∙ 50 ∙ 10 ∙ 12 = 622,6 Н. Расчет мощности резания Мощность резания, кВт, рассчитывается по формуле [24, с. 411] рез = 1020 ∙ 60 = 622,6 ∙ 17,21 = 0,175 кВт. 1020 ∙ 60 Условие резания выполняется по расчету (мощность резания меньше паспортного значения выбранного станка). Оснастка: тиски станочные 7200 − 0261 по ГОСТ 21167. Выбор и обоснование инструментального материала В качестве материала фрезы, учитывая физико-механические свойства обрабатываемого материала, выбираем быстрорежущую сталь марки Р6М5 ГОСТ 19265 с твердостью после термообработки 63 − 66 HRC. Расчет геометрических параметров 1) Расчет заднего угла [2, с. 102]: const sin опт = . , где const = 0,13 − для дисковых фрез из быстрорежущей стали; = ∙ sin , = 0,017 мм; 0,13 sin опт = = 0,44. 0,017 , 2) Расчет переднего угла: опт = 42 … 55/ , где − усадка стружки. Коэффициент усадки стружки для стали 20 k = 0,37, тогда = 20°. опт = 42 … 55/2,7 ≈ 20,37. Принимаем передний угол Остальные геометрические параметры определяются табличным методом исходя из условий обработки и конструкции фрезы [2]: = 90°; = 30°; 183 = 0°; = 0°. Расчет конструктивных параметров Основным конструктивным параметром насадных фрез является диаметр отверстия под оправку, исходя из условий прочности. Диаметр отверстия под оправку равен рас = ∙ 0,1 , где Мрас − расчетный момент, принимаемый по IV теории прочности = рас + , где M d − крутящий момент = здесь = 622,6 , = 28,02 H ∙ м, — главная составляющая силы резания. Изгибающий момент М b = 0. Отсюда = 28,02 = 0,011 м = 11 мм. 250 ∙ 10 ∙ 0,1 Полученное значение диаметра, исходя из условия прочности, округляем в большую сторону по ГОСТ 24644, d = 22 мм. Рассчитываем оптимально допустимый наружный диаметр фрезы [25, с. 118]: = 0,117 , , s , l , y , + (2 + 2∆), где В − ширина фрезерования, 10 мм; t − глубина резания, 12 мм; sz − подача на зуб, 0,017 мм/зуб; l − расстояние между опорами оправки, 200 мм [2]; − величина допустимого изгиба оправки, 0,2 − 0,4 мм; ∆ − величина минимального зазора между поверхностью оправки и поверхностью заготовки или приспособления (принимается в пределах 2 − 20 мм), 2,5 мм, D = 0,117 10 , 12 , 0,017 , 200 , 0,3 , + +(2 ∙ 12 + 2 ∙ 2,5)= 90,26 мм. 184 О Окончательно пр ринимаем м, исход дя из кон нструктиивных со оображений й, D = 90 мм. Р Расчет ширины ш фрезы ф (ррис. 8.2) Ш Ширину фрезы рассчитыввают по формулаам [2, с. 1126]: bф = пазаннм + δ − (∆ + ∆ф ), bф = пазанм + δ − (∆ ( + ∆ф ) − ф, где bф − мааксимальн ная шири ина фреззы; bф − миним мальная ширина фрезы; пазанм − наимееньшая ширрина пазаа; по чертежу деттали равн на 10 мм; δ − допуускаемоее отклонение ши ирины пааза по чеертежу, 0,0558 мм; ∆ − вел личина тоорцевого биения фрезы, 0,055 мм [2, с. с 126]; ∆ф − поггрешностть обработки − разб бивание паза, п 0,09 мм [2, с. 126]; ф − до опустимое отклонеение на изготоввление фрезы, ф 0,03 мм [2, сс. 127]. Отсюда О bф = 10 + 0,058 − (0,05 + 0,09) = Э Рис. 8.2. Эскиз bф обработки = 9,918 ≈ 9,,92 мм, = 10 + 0,58 − (0,05 + 0,09) − 0,03 = 9,88 8 ≈ 9,89 9 мм. И Исполни ительный й размер на шири ину фреззы равенн bф = 10 0 Схемаа построеения пол ля допускка предсттавлена на н рис. 8..3. Рис. 8.3. Схема С полля допускаа на шири ину фрезы Р Расчет числа ч зуб бьев фреззы Ч Число зуубьев фреезы рассччитываю ют по фор рмуле [2, с. 177] 0,2 0,2 2 ∙ 90 = , = ≈ 36. , 12 , ∙ 0,017 , 185 , , . Исходя из условий прочности и условий рационального размещения стружки, окончательно принимаем z = 20. Форма зубьев для цельной дисковой трехсторонней фрезы рекомендована с ломаной спинкой [2, с. 177]. Высоту зуба рассчитывают по формуле kD 1,5 ∙ 90 h= = = 6,75 мм, z 20 где k − коэффициент высоты зуба, 1,5 [2, с. 176]. Определение радиуса с точки зрения рационального размещения стружки при ее отводе ≥ = 0,017 ∙ 12 ∙ 3,5 = 0,43 мм; 3,14 где − коэффициент размещения стружки, 3,5 [2, с. 176]. Исходя из конструктивных соображений, принимаем r = 2 мм. Технические требования на изготовление фрезы 1) Материал — сталь Р6М5 ГОСТ 19265. 2) 63 − 66 HRC. 3) Неуказанные предельные отклонения размеров: отверстий Н14; валов hl4; остальных ± ; а угловых ± ; ГОСТ 8908. 4) Радиальное биение главных режущих кромок относительно оси отверстия не более двух смежных зубьев − 0,03 мм; двух противоположных зубьев − 0,05 мм. 5) Биение опорных торцов при проверке на оправке должно быть не более 0,02 мм. 6) Торцевое биение режущих кромок торцевых зубьев на радиусе наружной окружности фрезы при проверке на оправке должно быть не более 0,03 мм. 7) Отклонение от параллельности торцевых режущих кромок должно быть не более допуска на ширину фрезы. 8) Остальными техническими требованиями можно руководствоваться по ГОСТ 1695. 9) Маркировать: обозначение, диаметр фрезы, ширину фрезы с обозначением полей допусков шрифт 3 по ГОСТ 2930. 186 8.2. Расчет Р размеров р в дисковой затыл лованноой фр резы для я фрезероования канавки к и сверла З Заданиее. Спроектироватть инструмент втторого ппорядка − рассчитатть дискоовую фассонную кканавочн ную фрезу для оббработки стружечноой канавкки спирал льного свверла по о рис. 8.4. Р Расчет фрезы ф И Исходны ые данныее Д Деталь: сверло о спиралльное; материал − стааль Р6М5 5 ГОСТ 19265; заготоовка − прруток. О Операцияя: гориззонтальн но-фрезернаяя. У Установи ить. Закр репить. С Снять. Ф Фрезероввать стр ружечную ю канавку, выдерж живая раззмеры 1,,2 (см. рис. 8.4). Рис. 8.4. Проф филь фрезы ы для фрезеерования кканавки свверла Рис. 8.5. Дискоовая затыл лованная фреза ф Р Режущиий инстру румент: ф фреза ди исковая затылова з анная кан навочная. О Отверсти ия обраб батываютт на шир рокоунив версальнном фреззерном станкее модели и 6Р81. Диаметр Д ссердцевины сверл ла d = 0,1 16d , = 0,16 ∙ 18 , 187 = 2,57 мм м, где d − диаметр сверла, 18 мм (см. рис. 8.4). Наибольшая глубина стружечной канавки: h = 0,5(d − d ) = 0,5(18 − 2,57) = 7,715 мм. Расчет параметров фрезы (по рис. 8.5) Диаметр отверстия под оправку находят по формуле d = 7ℎ , = 7 ∙ 3,03 = 7,715 , = 12,74 мм. Выбираем по ГОСТ 9472 диаметр отверстия под оправку d = 22 мм; ширина шпонки b = 6 мм; высота отверстия под оправку = 24,1 мм. Высота шпонки hш = − d = 24,1 − 22 = 2,1 мм. Наружный диаметр фрезы D = 6,2d , = 6,2 ∙ 22 , = 73,51 мм. Принимаем D = 80 мм. Величина затылования по задней поверхности = 0,2 = 0,2 ∙ 22 = 4,4 мм. Принимаем k = 5 мм. Радиус впадины стружечной канавки = , , = , ∙ , = , . Принимаем r = 1 мм. Ширина фрезы равна πd 3,14 ∙ 18 B= cosω = cos 30° = 12,23 мм, 4 4 где d − диаметр сверла, 18 мм; − угол наклона стружечных канавок сверла, 30°. Рассчитываем высоту зуба по формуле H = h + k + r = 7,715 + 5 + 1 = 13,715 мм, где h − наибольшая глубина стружечной канавки, 7,715 мм; k − величина затылования по задней поверхности, 5 мм; r − радиус впадины стружечной канавки, 1,0 мм. Величина затылования = 3,3 , = 3,3 13,715 = 16,83 мм. 22 , 188 Ч Число зуубьев нах ходится п по форму уле z = ( Н ) = ( ∙ ` , ∙ ) , , ∙ = 8,43. П Принимааем z = 9. Т Толщинаа стенки h = 0,5( – d ) − H — hш = = 0,5 (80 − 22) − 14,5 − 2,1 = 12,4 мм. У Условие 0,11D (8,8) ≤ ℎ (l,3185) ≤0,17D (13,6) ( вы ыполняется. Р Рассчиты ываем угл ловой шааг 360 0° 360°° = = = 40°, 9 = (0,2. . .0,25) = (0,2. . .0,25)40° = 8. . .1 10°. В Величин на задн него уггла ∙ = arctg = arctg = 10 0°. , ∙ У Условие 10° < < 12° ввыполняяется. Р Расчет профиляя фрезы ы в осевом м сечениии и в плоскост ти переднней грании (рис. 8..6). Рис. 8.6. Геометтрические пар раметры ф фрезы Р Радиусы профил ля фрезы ы в осевом м сечени ии рассчи итывают по 13 точчкам по формуле ф Rt = R − h, h где R − наиболльший раадиус фррезы в точке; h − высота ппрофиля фрезы в точкке, R1 = 40 - 6,644 = 33,356; R8 = 40 - 0,022 =39,,978; R2 = 40 - 4,45 = 35,55; 3 R9 = 40 - 0,074 0 = 399,926; R3 = 40 - 2,676 = 37,324; R10 = 40 - 0,768 0 =399,232; R4 = 40 - 1,344 = 38,656; R11 2 = 3 7,418; 1 = 40 - 2,582 R5 = 40 - 0,464 = 39,536; Rl2 = 40 - 5,36 5 = 344,64; R6 = 40 - 0,34 = 39,66; 3 R13 = 40 - 9,224 = 330,776. R7 = 40;; 189 Величину переднего угла фрезы в осевом сечении находят по 13 точкам по формуле sinγR , R = arcsin где γ − величина наибольшего переднего угла, = 18,08°; = 15,008°; = 16,93°; = 15,028°; =16,10°; = 15,3°; = 15,53°; = 16,06°; = 15,18°; = 17,38°; = 15,01°; = 19,65°. =15°; Величина изменения углового шага фрезы в осевом сечении определяется тоже по 13 точкам ∆ = − : = 3,081°; = 0,008°; = 1,93°; = 0,02°; = 1,10°; = 0,3°; = 0,53°; = 1,06°; = 0,18°; = 2,38°; = 0,01°; = 4,65°. = 0°; Изменение высоты профиля фрезы в осевом сечении вычисляют также по 13 точкам по отношению ∆ℎ = ∆ ⁄ где k − величина затылования, 5 мм; − угловой шаг, 40°, ∆ℎ = 0,38; ∆ℎ = 0,001; ∆ℎ = 0,24; ∆ℎ = 0,0025; ∆ℎ = 0,137; ∆ℎ = 0,0375; ∆ℎ = 0,066; ∆ℎ = 0,13; ∆ℎ = 0,022; ∆ℎ = 0,297; ∆ℎ = 0,00125; ∆ℎ = 0,58. ∆h = 0; 190 Высоту профиля фрезы в осевом сечении определяют по следующим 13 точкам в соответствии с формулой ℎ = ℎ − ∆ℎ , где ℎ − расчетная высота зуба: ℎ = 6,264; ℎ = 0,021; ℎ = 4,123; ℎ = 0,0715; ℎ = 2,539; ℎ = 0,7305; ℎ = 1,278; ℎ = 2,452; ℎ = 5,063; ℎ = 0,442; ℎ = 8,643. ℎ = 0,038; ℎ = 0; Высоту профиля зуба фрезы в осевом сечении рассчитывают по формуле ℎ = sin∆ ℎ = 6,45; ℎ = 4,14; ℎ = 2,81; ℎ = 1,34; ℎ = 0,46; ℎ = 0,026; sin ℎ = 0; ℎ = 0,021; ℎ = 0,05; ℎ = 0,76; ℎ = 2,6; ℎ = 5,49; ℎ = 9,81. Проверка профиля винтовой канавки При проверке профиля винтовой канавки должно соблюдаться условие = arctg (tg sin ) > 1,5°. По формуле находим tg tg tg = = ; ∙ = 0,21; , 5∙9 = = 0,22. 3,14 ∙ 66,552 , ∙ 191 Получаем = arctg (0,21 sin 7,85°) > 1,5°, = arctg (0,22 sin 9,65°) = 2,1° > 1,5°. Технические требования на изготовление фрезы 1) Материал − сталь Р6М5 по ГОСТ 19265. 2) 63 − 66HRC. 3) Неуказанные предельные отклонения размеров: отверстий ; угловых ± ; ГОСТ 8908. Н14; валов hl4; остальных ± 4) Радиальное биение главных режущих кромок относительно оси отверстия не более: двух смежных зубьев − 0,03 мм; двух противоположных зубьев − 0,05 мм. 5) Биение опорных торцов при проверке на оправке должно быть не более 0,02 мм. 6) Торцевое биение режущих кромок торцевых зубьев на радиусе наружной окружности фрезы при проверке на оправке должно быть не более 0,03 мм. 7) Отклонение от параллельности торцевых режущих кромок должно быть не более допуска на ширину фрезы. 8) Остальными техническими требованиями можно руководствоваться по ГОСТ 1695. 9) Маркировать: обозначение, диаметр фрезы, ширину фрезы с обозначением полей допусков шрифт 3 по ГОСТ 2930. 192 ЗАКЛЮЧЕНИЕ Характеризуя современное состояние техники и технологии, нельзя не отметить, что задача повышения качества изготовления изделий продолжает быть актуальной. Появление инновационных технологических процессов изготовления невозможно без грамотного и обоснованного выбора инструмента. Представленное учебное пособие по своему содержанию направлено на реализацию концепции практико-ориентированного обучения: после получения базовых знаний о теории резания и режущем инструменте детализированно рассматривается отдельный его вид. Изложены основные сведения о фрезерном инструменте. Рассмотрены классификация, инструментальные материалы для оснащения фрез, геометрические и конструктивные параметры фрезерного инструмента. Уделено особое внимание методам расчета и конструирования фасонных фрез. Приведены подробные сведения о фрезерном инструменте сборной конструкции. Для заданных условий обработки представлены примеры расчета фрез. Оставлено поле и для решения исследовательских задач. Важным отличием изложенного материала является то, что при описании использовались понятия, изучаемые в рамках различных традиционных общеобразовательных дисциплин: «Технология конструкционных материалов», «Материаловедение», «Сопромат», «Основы конструирования и проектирования». Данный подход позволяет опираться на теоретический фундамент знаний и создавать новые конструкции режущего инструмента. Учебное пособие подготовлено для студентов машиностроительных направлений высшего профессионального образования, аспирантов и инженерно-технических работников промышленных предприятий. Поэтому приведенные примеры ориентированы на реальное производство. Отдельные главы пособия можно рассматривать как учебные модули, которые можно включать в учебные программы других дисциплин. Авторский коллектив надеется, что книга окажет существенную помощь в разработке оптимальных технологических решений, будет содействовать повышению качества технологической подготовки производства и повышению квалификации специалистов. 193 ПРИЛОЖЕНИЯ Приложение 1 Т а б л и ц а П1.1 Шероховатость и точность при различных видах обработки Вид обработки Резка газовая: ручная машинная Отрезка: приводной пилой резцом фрезой абразивом Строгание: черновое чистовое тонкое Долбление: черновое чистовое Фрезерование цилиндрической фрезой: черновое чистовое тонкое , мкм Квалитет 50 − 25 50 − 12,5 17 − 15 50 − 25*(12,5) 100 − 25 50 − 25 6,3 − 3,2 17 − 15 17 − 14 17 − 14 15 − 12 25 − 12,5* 6,3 − 3,2* 1,0 − (0,8) 14 − 12 13 − 11; 10** 10 − 8; 7 50 − 25 12,5 − 3,2* 15; 14 13; 12 50 − 25 6,3 − 3,2* 1,6 − 0,8 14 − 12; 11** 11;10** 9 − 8;7** Фрезерование торцевой фрезой: черновое 12,5 − 6,3 14 − 12; 11** чистовое 6,3 − 3,2*(1,6) 11;10** тонкое 1,6 − (0,8) 9 − 8; 7** Фрезерование концевой фрезой: черновое 25 − 6,3 14 − 12 чистовое 6,3 − 1,6 11 Обтачивание при продольной подаче: обдирочное 100 − 25 17 − 15 получистовое 12,5 − 6,3 14 − 12 чистовое 3,2 − 1,6* (0,8) 9−7 тонкое (алмазное) 0,8 − 0,4* (0,2) 6 * − cредние значения параметра шероховатости для данного вида обработки. ** − квалитеты чугуна 194 Продолжение табл. П1.1 Вид обработки Шлифование плоское: получистовое чистовое тонкое Прошивка: чистовая тонкая Калибрование отверстий шариком или оправкой: после сверления после растачивания после развертывания Обкатывание и раскатывание роликами или шариками при исходном значении Ra = 12,5 − 3,2 мкм Наклепывание шариками при исходном значении Ra = 3,2 − 0,8 мкм Развальцовка: чистовая тонкая Притирка: чистовая тонкая Доводка: грубая средняя тонкая отделочная (зеркальная) Полирование: обычное тонкое Хонингование: плоскостей цилиндров Суперфиниширование: плоскостей цилиндров 195 , мкм Квалитет 6,3 − 3,2 1,6 − 0,8* 0,4 − 0,2* (0,05) 11 − 8 8−6 7−6 1,6 − 0,4 1,6 − (0,05) 9−7 7−6 1,6 − 0,4 1,6 − 0,4 1,6 − 0,05 9−8 7 7 1,6 − 0,4 9−6 0,8 − 0,2 − 1,6 − 0,4 0,2 − 0,1 7 6 3,2 − 0,4 1,6 − 0,1 7−6 5 0,4* 0,2* − 0,1 0,05* 0,025 − 0,012 (0,008) 7−6 6−5 5 1,6 − 0,2 0,1 − (0,05) 6 5 0,4* − 0,1 0,2 − (0,05) 8−7 7−6 0,4 − 0,2* (0,05) 0,4 − 0,1*(0,05) 5 и выше 5 и выше Продолжение табл. П1.1 , мкм Квалитет 100 − 25 12,5 − 6,3 3 2* 1,6 − (0,8) 16 − 17 15 − 14 13 − 11 11 − 8 12,5* − 6,3 14 − 12 11 25* 14 − 12 11 25 − 12,5 6,3 − 3,2* 15 − 12 11 − 10 100 − 50 25 − 12,5 3,2 − 1,6* (0,8) 0,8 − 0,4* (0,2) 12,5 − 6,3* 3,2 − 1,6* 0,8 − (ОД) 17 − 15 14 − 12 9−8 7 10 − 9; 8** 7 − 8;8** 7 − 6** 6,3 3,2 − 0,8* 0,4 − (0,2) 6,3 − 3,2 9−8 8−7 7 − Шабрение: грубое тонкое Опиловка 6,3 − 1,6 0,8(0,1) 25(1,6) 11 9−8 11 − 8 Зачистка шлифовальной лентой (после резца и фрезы) 1,6 − (0,2) 11 − 8 Шлифование круглое: получистовое чистовое тонкое 6,3 − 3,2 1,6 − 0,8* 0,4 − 0,2* (0,1) 11 − 8 8−6 5 Вид обработки Обтачивание при поперечной подаче: обдирочное получистовое чистовое тонкое Сверление до 15 мм: без кондуктора по кондуктору Сверление св. 15 мм: без кондуктора по кондуктору Зенкерование: черновое чистовое Растачивание: черновое получистовое чистовое тонкое (алмазное) Развертывание: получистовое чистовое тонкое Протягивание: получистовое чистовое отделочное Зенкерование под углом 196 Продолжение табл. П.1.1 Вид обработки Химико-термическое упрочнение: цементация цианирование азотирование борирование кадмирование Химическое упрочнение: хромирование сульфидирование оксидирование никелирование Электрофизическая и электрохимическая обработка: электроконтактная анодно-механическая электроимпульсная электроискровая электрохимическая электронно-лучевая световым лучом электрохимико-механическая Детали из твердых сплавов: анодно-химическая электроимпульсная ультразвуковая электроискровая электронно-лучевая световым лучом электронно-алмазная Детали из неметаллических материалов: электронно-лучевая световым лучом ультразвуковая размерная абразивная Нарезание резьбы: резцом плашкой фрезой резьбонарезной головкой метчиком R , мкм Квалитет 6,3 − 3,2 3,2 − 1,6 0,8 − 0,1 1,6 − 0,2 6,3 − 0,2 14 − 12 11 − 12 9−7 9−7 9−7 3,2 − 1,6 3,2 − 0,8 1,6 − 0,2 3,2 − 0,4 8−6 9−7 8−6 8−6 100 50 − 25 25 − 12,5 12,5 − 0,2 0,8 − 0,4 0,8 − 0,2 3,2 − 0,8 0,025 − 0,008 11 − 9 11 − 9 9−5 11 − 9 12 − 7 12 − 11 исходный 25 − 0,8 12,5 − 6,3 3,2 − 0,4 3,2 − 0,4 0,8 − 0,1 0,8 − 0,1 0,1 11 − 7 11 − 9 9−5 9−5 9−7 11 − 9 7−5 3,2 − 0,2 0,2 11 − 9 12 − 7 3,2 − 0,2 12 − 5 6,3 − 2,2 (1,6) 12,5 − 3,2 (6,3) 12,5 − 3,2 (1,6) 6,3 − 3,2 12,5 − 3,2 (1,6) 8 − 6 (5) 8 (6) 8−5 8 – 7 (6) 7 (6,4) 197 Окончание табл. П.1.1 Вид обработки Шлифование резьбы , мкм 1,6 − 0,4 Квалитет 6−4 Накатывание резьбы 3,2 − 0,2 8−4 3,2 − 1,6 9−7 1,6 − 0,8 7 1,6 − 0,8(0,4) 1,6 − 0,8 1,6 − 0,4 0,8 − 0,012 0,8 − 0,012 0,4 − 0,1 3,2 − 1,6 7 7 7−6 7−6 7(6) 8 Обработка зубьев червячных колес: фрезерование шевингование червячным шевером Обработка зубьев цилиндрических и конических зубчатых колес: шевингование обкатывание шлифование зубохонингование притирка полирование протягивание Примечания: 1. Значения приведены для стали; для чугуна, алюминия и алюминиевых сплавов следует брать меньшие значения параметра, для сплавов на медной основе при слесарной обработке (опиловка, шабрение), шлифовании и доводочных работах (притирка, полирование, хонингование) − брать любые из указанных интервалов, при остальных видах обработки − большие значения. 2. В круглых скобках указаны предельно достижимые значения параметра шероховатости и квалитета. 198 Т а бл и ц а П1 . 2 Рекомендуемые замены полей допусков в соответствии с ГОСТ 25347-82 Поля допусков отверстий Класс точности по системе ОСТ 1 2 Поле допуска Поле допуска по системе по системе ОСТ ГОСТ Н1 П1 С =А К6 Js6 Н6 G6 Г N7 К7 Js7 Н7 G7 F8 Н С=А Д X Класс точности по системе ОСТ 1 2 Поле допуска Поле допуска по системе по системе ОСТ ГОСТ T1 H1 П1 C1=B1 Д1 m5 k5 is 5 h5 g5 Пр Пр Г r6, s6 р6, r6 n6 m6 k6 JS6 h6 g6 Т Н П С=В Д X Л f7 e8 2а С2А = А2А Н8 2а Пр12а С2а = В2а s7 h7 3 C = А3 X3 Н8 Н9 Е9 F9 3 Пр13 С3 = В3 Ш3 u8 h9 d9,dl0 4 С4 = А4 4 С4 = В4 Х4 Н11 D11 hll dll 5 С5 = А5 Х5 Н12 В12 5 С5 = В5 hl2 b12 7 А7 CM7 Н14 Js14 7 СМ7 В7 is14 hl4 8 А8 Н15 Js15 8 СМ8 В8 is15 hl5 Н16 Js16 Н17 Js17 9 В9 hl6 10 В10 hl7 CM8 9 А9 CM9 10 А10 CM10 X4. 199 Таблица П1.3 Сравнение чисел твердости металлов и сплавов по различным шкалам По Виккерсу HV По Бринеллю НВ По Роквеллу HRB в, МПа По Виккерсу HV По Бринеллю НВ По Роквеллу HRC в, МПа 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160 165 170 175 180 185 190 195 200 205 210 215 220 225 230 235 240 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160 165 170 175 180 185 190 195 200 205 210 215 220 225 230 235 240 52,4 57,5 00,9 64,1 67,0 69,8 72,4 74,7 76,6 78,3 79,9 81,4 82,8 84,2 85,6 87,0 88,3 89,5 90,6 91,7 92,8 93,8 94,8 95,7 96,6 97,5 98,4 99,2 100,0 333 350 362 382 402 410 430 450 470 480 500 520 530 550 505 580 600 620 640 650 665 685 695 715 735 745 765 785 795 245 250 255 260 265 270 275 280 285 290 295 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 245 250 255 260 265 270 275 280 285 290 295 300 310 319 328 336 344 352 360 368 376 384 392 400 408 416 425 434 443 21,2 22,1 23,0 23,9 24,8 25,6 26,4 27,2 28,0 28,8 29,5 30,2 31,6 33,0 34,2 35,3 36,3 37,2 38,1 38,9 39,7 40,5 41,3 42,1 42,9 43,7 44,5 45,3 46,1 815 835 855 865 880 900 910 930 950 970 980 1000 1030 1060 1090 1120 1150 1180 1200 1230 1260 1290 1305 1335 1365 1385 1410 1440 1480 200 Таблица П1.4 Технические параметры сверлильно-фрезерно-расточных станков Параметр СФЗОФЗ 69002П МФ2 Модель 69004ВМ 69006В 6520ФЗ КХ12- МА655С Ф2 МФ2 500МФ4 М Расстояние от шпинделя до стола, мм: наименьшее 50 50 50 50 50 50 наибольшее 450 400 550 700 400 350 100 Размеры стола (длина × ширина), мм 320 × 1250 250 × 320 400 × 500 630 × 800 630 × 250 710 × 500 1000 × 500 Подача стола, мм/мин 5 ÷ 1500 2,5 ÷ 2500 2,5 ÷ 2500 2,5 ÷ 2500 5 ÷ 1200 20 ÷ 2300 До 1200 Скорость быстрых пермещений, м/мин 15 40 40 40 40 100 48 Частота вращения шпинделя, 31,5 ÷ об/мин 31,5 ÷ 1600 45 ÷ 2500 32 ÷ 2000 32 ÷ 1600 ÷ 1600 110 ÷ 4000 20 ÷ 2500 Мощность главного привода, кВт 5,5 3,2 4,5 8,0 4,0 1,1 30 Суммарная мощность, кВт 7,0 4,0 5,0 10,0 4,5 1,4 32 Вместимость инструментального магазина, шт. 1 ÷ 15 30 30 30 15 28 30 Число положений поворотного стола 72 72 72 72 72 360 360 201 Окончание табл. П1.4 Параметр 2204РМ Ф4 225РМФ 4 Расстояние от шпинделя до стола, мм: наименьшее 70 наибольшее 570 Размеры стола (длина × 400 × 500 ширина), мм Подача 1 ÷ 4000 стола, мм/мин ИР320П МФ4 Модель СТ13М ЛФ260 ФЗ МФЗ 21104Н 7Ф4 − 70 100 200 500 450 70 ИР500 МФ4 ИР800 МФ4 − − 320 × 320 400 × 1600 250 × 630 400 × 630 500 × 1400 800 × 2000 1 ÷ 3200 12,5 ÷ ÷ 1600 202 5 ÷ 1200 20 ÷ 2000 1 ÷ 3200 1 ÷ 3200 203 Конусы шпинделей фрезерных станков 7 : 24 Т б П1 5 Таблица П1.5 Т а б л и ц а П1.6 Износ и стойкость фрезерного инструмента. Допустимый износ h3 по задней поверхности зуба фрезы Тип фрез Торцевые Обрабатываемый материал Сталь Чугун Материал режущей части фрезы Твердый сплав Эльбор, бельбор, гексанит Композит Твердый сплав Сталь Дисковые Чугун Сталь Цилиндрические Чугун Концевые Прорезные и отрезные Фасонные незатылованные Фасонные и пазовые затылованные Быстрорежущая сталь Твердый сплав Быстрорежущая сталь Твердый сплав Быстрорежущая сталь Твердый сплав Быстрорежущая сталь Твердый сплав Быстрорежущая сталь 204 Характер обработки Черновая Чистовая Черновая и чистовая Чистовая Получистовая Черновая и чистовая Черновая Чистовая Черновая Чистовая Черновая Чистовая Черновая и чистовая Черновая Чистовая Черновая и чистовая Черновая Чистовая h3, мм 1 − 1,2 0,8 − 1 0,4 − 0,5 0,3 − 0,4 0,8 1,5 − 2 1 − 1,2 0,8 − 1 0,4 − 0,6 0,15 − 0,25 0,4 − 0,6 0,15 − 0,25 0,5 − 0,6 0,4 − 0,6 0,15 − 0,25 0,7 − 0,8 0,5 − 0,8 0,2 − 0,3 Черновая Чистовая Черновая Чистовая Черновая Чистовая Черновая Чистовая Черновая 0,3 − 0,5 0,2 − 0,3 0,3 − 0,5 0,1 − 0,2 0,7 − 0,8 0,3 − 0,5 0,5 − 0,8 0,2 − 0,3 Черновая 0,3 − 0,4 Чистовая 0,2 − 0,3 Черновая 0,3 − 0,4 Чистовая 0,2 Т а б л и ц а П1.7 Среднее значение периода Т стойкости фрез, мин Тип фрез Торцевые Цилиндрические с мелкими зубьями Цилиндрические со вставными ножами Концевые Дисковые Прорезные и отрезные Диаметр Твердосплавные фрезы D, фрезы для обработки мм стали чугуна 40 − 63 − 80 − 100 120 180 125 − 150 150 180 200 − 250 240 40 − 63 80 − 100 80 − 100 120 105 − 125 180 3 − 12 − 14 − 20 90 25 − 40 120 50 − 63 180 240 70 − 80 50 − 63 − 80 − 100 125 − 150 180 180 200 − 250 240 − 63 − 100 125 − 150 200 − 250 315 205 Быстрорежущие фрезы для обработки стали чугуна 120 − − 120 180 45 60 90 120 180 120 − 150 180 60 90 120 180 120 150 180 240 90 120 180 240 Приложение 2 МАРКИ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ И ОБЛАСТИ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ Углеродистые и легированные стали, стальное литье, инструментальные и подшипниковые стали Сплавы с покрытием СМЗОМ (Р10 − Р40). Универсальный высокопроизводительный сплав для фрезерования сталей. Применяется в широком диапазоне скоростей резания при различных условиях фрезерования. Высокая стойкость против образования термотрещин. СМ40М (Р25 − Р50). Высокопрочный сплав для фрезерования сталей при повышенных требованиях к прочности режущей кромки. Рекомендуется для фрезерования мелких партий деталей из различных материалов с охлаждением или без охлаждения на низких и средних скоростях резания. СТ35М (Р15 − Р45). Сплав повышенной надежности. Хорошо работает при обработке прочных сталей, в том числе при наличии поверхностных дефектов заготовок. CU45 (РЗО − Р50). Высокопрочный сплав для чернового фрезерования по корке, обработки прерывистых поверхностей и обработки в других неблагоприятных условиях. Допускает самые большие подачи на зуб при низких и средних скоростях резания. Сплавы без покрытия РМЗО (Р20 − Р40). Сплав с удачной комбинацией износостойкости и прочности. Применяется для получистовой и черновой обработки с умеренными скоростями резания и подачами на зуб. РТ40 (Р35 − Р45). Сплав используется для чернового фрезерования по корке, обработки прерывистых поверхностей и обработки в других неблагоприятных условиях. Допускает самые большие подачи на зуб при низких скоростях резания. 206 Нержавеющая сталь ферритного, мартенситного и аустенитного класса Сплавы с покрытием СМ40М (М10 − МЗО). Высокопрочный сплав для получистового и чернового фрезерования литья из нержавеющих сталей. Рекомендуется для небольших партий деталей из различных материалов. CU45 (M25 − M45). Универсальный сплав для обработки нержавеющих сталей и отливок с коркой, в том числе при неблагоприятных условиях. Высокая прочность и низкая склонность к наростообразованию. Большие подачи на зуб при низких и средних скоростях резания. Сплавы без покрытия РМЗО (М10 − М25). Износостойкий сплав для получистового и чернового фрезерования с умеренными подачами на зуб и при средних скоростях резания. РТ40 (МЗО − М40). Высокопрочный сплав для чернового фрезерования нержавеющих сталей. Используется для чернового фрезерования по корке, обработки прерывистых поверхностей и обработки в других неблагоприятных условиях. Допускает самые большие подачи на зуб при низких скоростях резания. Сплавы с покрытием СК15М (К05 − К25). Сплав для обработки всех видов чугунов. Высокая износостойкость на высоких скоростях резания при умеренных подачах на зуб. Высокая стойкость к абразивному износу. СК20М (К15 − КЗО). Первый выбор для фрезерования всех видов чугунов, в том числе при обработке по корке. Высокая износостойкость на средних и высоких скоростях при умеренных подачах на зуб. Высокая стойкость к абразивному износу. Сплавы без покрытия ТК10 (К05 − К15). Для чистового фрезерования чугуна при высоких скоростях и малых подачах. Основная область применения − зачистные пластины. Сплав обладает очень высокой износостойкостью. Пригоден для обработки цветных металлов. ТК20 (К15 − КЗО). Универсальный сплав с высокой стойкостью к абразивному износу для фрезерования чугуна при средних и низких скоростях резания с большими подачами. Пригоден для обработки дерева и пластмасс. 207 Алюминиевые сплавы и другие цветные металлы Сплавы без покрытия ТК20 (N10 − N20). Основная марка твердого сплава для обработки алюминиевых сплавов, меди и медных сплавов. Обеспечивает острые режущие кромки. ТК25 (N15 − N25). Мелкозернистый сплав для фрезерования алюминиевых сплавов, обеспечивающий очень острые режущие кромки. Жаропрочные сплавы на железной, никелевой и кобальтовой основе. Титан и титановые сплавы Сплавы без покрытия ТК20 (S15 − S25). Марка сплава с хорошей прочностью и стойкостью к абразивному износу. Рекомендуется для обработки жаропрочных и титановых сплавов на средних скоростях резания и подачах. ТК25 (S25 − S35). Мелкозернистый сплав с хорошей сопротивляемостью образованию проточин и стойкостью к термическим ударам. Рекомендуется для фрезерования материалов, применяемых в аэрокосмической промышленности, в том числе титановых сплавов. Материалы высокой твердости Сплавы с покрытием СК15М (НЮ − Н20). Сплав с износостойким покрытием для чернового фрезерования закаленных сталей и отбеленного чугуна при удовлетворительных условиях на средних скоростях резания. Сплавы без покрытия ТК10 (Н05 − Н15). Очень твердый и износостойкий сплав для чистового фрезерования отбеленного чугуна в хороших условиях. ТК20 (НЮ − Н20). Сплав для обработки закаленных сталей и отбеленного чугуна на средних скоростях резания и в неблагоприятных условиях. 208 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Аршинов, В. А. Резание металлов и режущий инструмент : учеб. для машиностроит. техникумов / В. А. Аршинов, Г. А. Алексеев. − М. : Машиностроение, 1976. – 440 с. 2. Блюмберг, В. А. Справочник фрезеровщика / В. А. Блюмберг, Е. И. Зазерский. − Л. : Машиностроение, 1984. – 288 с. 3. Металлообрабатывающий твердосплавный инструмент : справочник / В. С. Самойлов [и др.]. − М. : Машиностроение, 1988. – 368 с. 4. Филиппов, Г. В. Режущий инструмент / Г. В. Филиппов. − Л. : Машиностроение, 1981. – 392 с. 5. Грановский, Г. И. Резание металлов : учеб. для вузов / Г. И. Грановский, В. Г. Грановский. − М. : Высш. шк., 1985. – 304 с. 6. Сахаров, Г. Н. Металлорежущие станки и инструменты : учеб. для вузов / Г. Н. Сахаров, О. Б. Арбузов, Ю. JI. Боровой. − М. : Машиностроение, 1989. – 328 с. 7. Протяжки для обработки отверстий / Д. К. Маргулис [и др.]. – М. : Машиностроение, 1988.. – 232 с. 8. Допуски и посадки : справочник / под общ. ред. В. Д. Мягкова. − Л. : Машиностроение, 1978. – 544 с. 9. Методическое пособие по курсовому проектированию «Процессы формообразования и инструменты» / И. А. Коротков [и др.]. − М. : МГОУ, 1997. − Ч. 1. – 87 с. 10. Фрайфельд, И. А. Расчеты конструкции специального металлорежущего инструмента / И. А. Фрайфельд. − Л. : Машгиз, 1959. – 195 с. 11. Семенченко, И. И. Проектирование металлорежущих инструментов / И. И. Семенченко, В. М. Матюшин, Г. Н. Сахаров. − М. : Машгиз, 1952. – 952 с. 12. Краткий справочник металлиста / под общ. ред. П. Н. Орлова и Е. А. Скороходова. − М. : Машиностроение, 1986. – 960 с. 13. Юликов, М. И. Проектирование и производство режущего инструмента / М. И. Юликов, Б. И. Горбунов, Н. В. Колесов. − М. : Машиностроение, 1987. – 296 с. 14. Нефедов, Н. А. Сборник задач и примеров по резанию металлов и режущему инструменту : учеб. пособие для техникумов / Н. А. Нефедов, К. А. Осипов. − М. : Машиностроение, 1990. – 448 с. 209 15. Обработка металлов резанием : справ. технолога / под общ. ред. А. А. Панова. − М. : Машиностроение, 1988. – 736 с. 16. Ящерицын, П.И. Основы проектирования режущего инструмента с применением ЭВМ / П. И. Ящерицын, Б. И. Синицын, Н. И. Жигалко. − М. : Высш. шк., 1979. – 304 с. 17. Руководство по курсовому проектированию металлорежущих инструментов : учеб. пособие для вузов / под общ. ред. Г. Н. Кирсанова. − М. : Машиностроение, 1986. – 288 с. 18. Иванов, С. Д. Руководство по курсовому проектированию резцового инструмента : учеб.-справ. пособие для вузов / С. Д. Иванов, И. А. Коротков, С.Г. Брызгов. − М. : МГОУ, 2000. – 201 с. 19. Они же. Фрезерный инструмент : учеб. пособие для машиностроит. вузов / С. Д. Иванов, И. А. Коротков, С.Г. Брызгов. − М. : МГОУ, 2000. – 227 с. 20. Некрасов, С. С. Технология материалов. Обработка конструкционных материалов резанием / С. С. Некрасов, Г. М. Зильберман. − М. : Машиностроение, 1974. – 288 с. 21. Сборный твердосплавный инструмент / под общ. ред. Г. Л. Хаета. − М. : Машиностроение, 1989. – 256 с. 22. Справочник инструментальщика / под общ. ред. И. А. Ординарцева. − Л. : Машиностроение, 1987. – 846 с. 23. Справочник конструктора-инструментальщика / под общ. ред. В. А. Гречишникова и С. В. Кирсанова. − М. : Машиностроение, 2006. – 542 с. – ISBN 5-217-03353-3. 24. Справочник технолога-машиностроителя / под общ. ред. А. Д. Дальского, А. Г. Суслова, А. Г. Косиловой и Р. К. Мещерякова. − М. : Машиностроение, 1985. – 496 с. 25. Режущий инструмент: курсовое и дипломное проектирование / под общ. ред. Е. Э. Фельдштейна. − Минск : Дизайн ПРО, 1997. – 384 с. 26. Схиртладзе, А. Г. Формообразующие инструменты в машиностроении : учеб. пособие / А. Г. Схиртладзе, Л. А. Чупина, А. И. Пульбере. – М. : Новое знание, 2006. – 560 с. (Серия «Техническое образование»). – ISBN 5-94735-095-5. 27. Повышение эффективности обработки точных отверстий в машиностроении / С. В. Кирсанов [и др.]. − М. : Глобус, 2001. – 181 с. 210 28. Радкевич, Я. М. Практикум по нормированию точности в машиностроении : учеб. пособие / Я. М. Радкевич, А. Г. Схиртладзе, И. А. Коротков. − М. : Славян. шк., 2003. – 326 с. 29. Они же. Стандартизация : учеб. пособие / Я. М. Радкевич, А. Г. Схиртладзе, И. А. Коротков. – М. : Славян. шк., 2002. – 363 с. 30. Гречишников, В. А. Проектирование режущего инструмента / В. А. Гречишников, И. А. Коротков, А. Г. Схиртладзе. − М. : Корвет, 2005. – 227 с. – ISBN 296-00566-X. 31. Формообразующие инструменты машиностроительных производств : учеб. для вузов / В. А. Гречишников [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2009. – 432 с. 32. Процессы и операции формообразования и инструментальная техника : учебник / В. А. Гречишников [и др.]. − М. : МГТУ Станкин, 2006. – 278 с. (Серия «Технология, оборудование и автоматизация машиностроительных производств). – ISBN 5-8037-0296-Х. 33. Резание материалов : учеб. для вузов / Е. Н. Трембач [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2010. – 512 с. – ISBN 978-5-94178-135-5. 34. Металлорежущие станки : учеб. для вузов / В. Д. Ефремов [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2010. – 512 с. – ISBN 978-5-94178155-7. 35. Проектирование режущего инструмента : учеб. пособие для вузов / В. А. Гречишников [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2010. – 229 c. – ISBN 978-5-94178-179-9. 36. Проектирование металлообрабатывающих инструментов : учеб. пособие для вузов / В. А. Гречишников [и др.]. − М. : Дрофа, 2010. – 252 c. – ISBN 978-5-358-06298-6. 37. Режущий инструмент : учеб. пособие для вузов / А. А. Рыжкин [и др.]. − Ростов н/Д : Феникс, 2009. – 405 c. – ISBN 978-5-22215232-4. 38. Формообразующие инструменты в машиностроении : учеб. пособие для вузов. В 2 ч. Ч. 1. Инструменты общего назначения; Ч. 2. Инструменты автоматизированного производства / А. Г. Схиртладзе [и др.]. − Набережные Челны : КГИЭА, 2006. − Ч. 1. − 557 с. – ISBN 978-5-94735-095-5; 2009. − Ч. 2. – 432 c. – ISBN 978-5-94178-158-4. 211 39. Метрология, стандартизация и технические измерения : учеб. для вузов / А. Г. Схиртладзе [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2010. – 420 c. – ISBN 978-5-94178-201-7. 40. Трембач, Е. Н. Проектирование металлорежущего инструмента : учеб. для вузов / Е. Н. Трембач, Г. А. Мелетьев, А. Г. Схиртладзе. − Йошкар-Ола : Изд-во МарГТУ, 2008. – 431 c. – ISBN 978-58158-0624-5. 41. Резание материалов. Режущий инструмент. В 3 т. Т. 1. Резание материалов. Т. 2. Теория и технология формообразования. Т. 3. Режущий инструмент : учеб. для вузов / В. А. Гречишников [и др.]. − Набережные Челны : КГИЭА, 2005. − Т. 1. – 256 с. – ISBN 5-95360082-8; 2006. − Т. 2. – 259 с. – ISBN 5-9536-0084-4; 2006. − Т. 3. – 285 с. – ISBN 5-9536-0081-X. 42. Технология конструкционных материалов : учеб. пособие / А. Г. Схиртладзе [и др.]. − Старый Оскол : ТНТ, 2006. – 360 с. − ISBN 978-5-94178-111-3. 43. Солоненко, В. Г. Технология производства режущего инструмента : учеб. пособие / В. Г. Солоненко, Ю. С. Звягольский, А. Г. Схиртладзе. − М. : Высш. шк., 2010. – 334 c. – ISBN 978-5-06006003-4. 44. Схиртладзе, А. Г. Инструменты и технологическая оснастка фрезерных операций : учеб. пособие / А. Г. Схиртладзе, И. А. Коротков, Г. А. Мелетьев. − Йошкар-Ола : Изд-во МарГТУ, 2009. – 376 c. – ISBN 978-5-8158-0754-9. 45. Мелетьев, Г. А. Станочник широкого профиля / Г. А. Мелетьев, В. Ю. Новиков. − М. : Высш. шк., 2007. – 464 c. – ISBN 978-50600-5902-1. 46. Материаловедение и технология конструкционных материалов : учеб. для вузов / В. С. Кушнер [и др.]. – Омск : ОмГТУ, 2009. – 520 c. – ISBN 978-5-8149-0748-6. 47. Расчет припусков и межпереходных размеров в машиностроении : учеб. пособие / Я. М. Радкевич [и др.]. − М. : Высш. шк., 2007. – 272 c. – ISBN 978-5-06-004277-4. 48. Серебреницкий, П. П. Краткий справочник станочника / П. П. Серебреницкий, А. Г. Схиртладзе. − М. : Дрофа, 2008. – 655 c. – ISBN 978-5-358-03992-6. 212 49. Проектирование технологических операций металлообработки : учеб. пособие / Л. А. Чупина [и др.]. – Тирасполь : Литера, 2010. – 636 c. – ISBN 978-5-94178-227-7. 50. Радкевич, Я. М. Метрология, стандартизация и сертификация : учеб. для вузов / Я. М. Радкевич, А. Г. Схиртладзе, Б. И. Лактионов. − М. : Высш. шк., 2010. – 791 c. – ISBN 978-5-06-006177-2. 51. Схиртладзе, А. Г. Технологические процессы в машиностроении : учеб. для вузов / А. Г. Схиртладзе. − М. : Высш. шк., 2007. – 927 c. – ISBN 978-5-06-004423-2. 213 Учебное издание МОРОЗОВ Валентин Васильевич ГРИГОРЬЕВ Сергей Николаевич СХИРТЛАДЗЕ Александр Григорьевич и др. ФРЕЗЕРНЫЙ ИНСТРУМЕНТ Учебное пособие Подписано в печать 10.09.14. Формат 60х84/16. Усл. печ. л. 12,56. Тираж 77 экз. Заказ Издательство Владимирского государственного университета имени Александра Григорьевича и Николая Григорьевича Столетовых. 600000, Владимир, ул. Горького, 87. 214
