автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.08, диссертация на тему:Основы технологического обеспечения точности производительного нарезания сверхдлинных специальных резьб в комплекте секторных заготовок переменной жесткости



ЮЖНО-УРАЛЬСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ

На правах рукописи

КУЗНЕЦОВ Вячеслав Петрович

ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТОЧНОСТИ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОГО НАРЕЗАНИЯ СВЕРХДЛИННЫХ СПЕЦИАЛЬНЫХ РЕЗЬБ В КОМПЛЕКТЕ СЕКТОРНЫХ ЗАГОТОВОК ПЕРЕМЕННОЙ ЖЕСТКОСТИ

Специальности: 05.02.08- Технология машиностроения

05.03.01 - Процессы механической и физико-Технйчеекой обработки, станки и инструмент

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Тула - 2000.

Работа выполнена на кафедре «Технология машиностроения» Тульского государственного университета

Научные консультанты; - заслуженный деятель науки н техники РФ, доктор технических наук, профессор Ямников A.C.,

заслуженный деятель высшей школь! РФ, доктор технических наук,. Профессор Мирнор И.Я.

Официальные оппанентьп

1 д.т.н., проф. Древаль А.Е,

- д.т.н., проф. }Сачаев В,П.

- д.т.н., проф. Султан-заде Н.М

Ведущая Ьрганнзация - Государстренное (¡аучнр- производственное предприятие «Сплац» (г.Тула)

Защита диссертации состоится «20» ик>ня 2000 Г. в 1100 часов на заседания диссертационного совета Д 015.13.05 Южно-Уральского государственного университета в ауд. 502 главного корпуса но адресу; 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76,.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Южни-Уральского государственного университета.

Автореферат разослан апреля'2000.г.

Ученый секретарь диссертационного Совета ■.■•■ С-—И. А. Баев

KÍ2J JnhH-i. О

01>ЩЛЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

А к 1 у а л ь н о с т 1.. В настоящее время несколькими .-ташинострои-(ельными предприятиями России изготавливаются в Массовом порядке типовые детали оборонной техники, представляющие собой гела вращения в виде нескольких секторов. На их bkj фенней поверхности имеются шиповые канавки, диаметр коюрых колеб.ълся от 24 до 36 мм, а длина - от 180 до 450 мм. Профиль винтовой канавки может быть равнобоким или асимметричным с различными углами наклона боковых сторон. Точное 1Ь изгоювления влн-юных канавок задается так же, как и для резьбовых поверхностей, допуском на приведенный средний диаметр, который соответствует ориентировочно 6-он степени точности по ГОСТ 16093 -81. Однако отнести точность изготовления винтовой канавки к данной степени точности было бы неправильно, гак как этот допуск соответсгв>ет резьбам с нормальной (группа N) длиной свинчивания. Длина же свинчивания рассматриваемых винтовых канавок практически на порядок больше, следовательно, и допустимая погрешность шага, в пересчете на один виток, должна быть на порядок меньше. Поэтому винтовые канавки можно отнесш к особо точным резьбовым поверхностям.

Попытки использовать в условиях производства известные конструкции метчиков и техноло! ическоп оснастки для получения точных резьб не дали положшельных результаюв hi-за высокой точности шага, в несколько раз превышающую нормируемую ГОСТом точность для резьб с нормальной длиной свинчивания.

Кроме )того конструктивной особенностью рассматриваемых изделий является то, что они состоят из нескольким одинаковых секторов, соединяемых перед операцией обработки канавок Между собой с помощью резьбовых колен, хомутов и специальной оснастки. Из-за сложной конфигурации наружной поверхности обеспечить достаточное силовое замыкание по всей длине не удается, что ведет к появлению погрешностей собственно среднего диаметра по длине детали, связанных с разной упругой деформацией но длине секюров.

Данная работ посвящена исследованию процесса управления точно-СП..0 и производительностью однопроходного нарезания метчиками новых конструкций винтовых канавок с асимметричным профилем большой длины п установлению путей повышения точности обработки.

Исследования выполнялись в 1986-1990 гг. по темам Т11У-930-86 Приказ ММ № 485 ог 11.11.85 г., ТТ1-661-89 Приказ ММ № 10 от 10.02 89 г., а в 1996-1999 ir. по гранту РФФИ № 96-15-241 (№ 6604 ГРФ).

Ц е л ь ю работ ы является теоретико-экспериментальное исследование процессов формирования спешит пыми метчиками особо точных вин-

юных канавок асимметричного профиля в комплексе деталей переменной жесткости.

М е т о д ы нее л е д о в а н и й. При выполнении работы иснользо-иалнсь научные основы технологии машиностроения, теоретические основы проектирования резьбонарезного инструмент. а также элементы высшем математик!!.

Автор заш и щ ас г результаты науию-псследовак'льской работы, позволяющие существенно повыешь точнос!ь и производительноегь обработки спецнальгых резьб п дешлмх массового производства, а именно:

1. Новую методику определения составляющих силы резания на 01-дельном режущем зубе метчика н составляющих суммарной силы резания.

2. Методику определения погрешностей приведенного среднего диаметра от действия составляющих счммарной силы резания для различных чинов инструментов.

3. Расчетное обеспечение определения упругих деформаций секторои по длине деюли от действия сил резания и пуш их уменьшения.

4. Новые схемы обработки профилей винтовых канавок, соответствующие конструкции метчиков, обеспечивающих получение винтовых канавок заданной точности, а также технологию их изготовления.

5. Результаты производственных испытаний разработанных инструментов.

Научная новизна полученных результатов заключается в том, что в работе впервые:

- получена математическая модель точности обработки особо точных винтовых поверхностен асимметричного профиля большой длины свинчивания в деталях переменной жесткости;

- установлено, что яри обработке винтовых поверхностей с особо большой диной свинчивания диаметральная компенсация ,скопленной погрешности шага, определяемая обратной конусностью метчика по среднему диаметру, составляет от 30 до50% допуска на приведенный средний диаметр;

- получены аналитические зависимости для определения параметров рабочих частей специальных двухступенчатых метчиков;

- разработаны методические положения и найдены расчетные зависимости, определяющие условия получения профилей рабочих элементов новых конструкций метчиков для обработки высокоточных винтовых каиивок асимметричного профиля большой длины свинчивания в деталях переменной жесткости.

П р а к i и м е с к о е з н а ч е н и е результатов работы заключается и создании новой технологии и новых инструментов, обеспечивающих получение шиповых канавок заданной точности.

Р е а л н з а ц и я р е з у л ь т а т о в работы проведена на предприятии и/я Р 6758 (г.Тула) и п/я Р - 66L>2 (г.Златоуст).

Апробация р а б о т ы. Результаты исследований по теме диссертации докладывались и обсуждались на: Юбилейно!! международной научно-технической конференции «Вопросы совершенствования технологических процессов механической обработки и сборки изделий машиностроения» -Тула (1996 т.), ¡-'.)й международной выставке <• Машиностроение» - Челябинск (1997г.), З-ei'i международной технической конференции ('Проблемы повышения качества промышленной продукции» - Брянск (I99S г.), на выездном заседании головного совета V10ITO в ТулГУ (февраль 1998г.), на всероссийской научн.-тсхи. конференции «Повышение эффективности механообработки на основе аналитического и экспериментального моделирования процессов» - Рыбинск, 1999, на 3-ен научно-технической конференции «Прогрессивные технемоиш в машиностроении» - Челябинск, 1999.

Результаты работы систематически (1992-1999) докладывались п обсуждались на научно-технических конференциях профессорско-преподавательскою состава Тульского и Южно-Уральскою юсударственных университетов.

Г1 у б л и к a it и н. По результатам исследований опубликовано 32 печатные работы, в том числе одно свн;1е|СЛ1>сгво на полезную модель.

С г р у к" тура и о б ъ е м д и с с е р г а ц и п. Работа состоит из введения, пяти глав, общих выводов, списка использованных источников и приложений. Работ представлена на 249 стр., содержит 93 рисунка, 6 tao-лиц, список литературы включает 150 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Повышение точности механической обработки является одной из актуальных задач технологии машиностроения. Одним из наиболее сложных вопросов в этой области является вопрос получения точных винтовых поверхностей метчиками.

В п е р и о й г лаве дается анализ конструкций рассматриваемого изделия, а также инструментов и технологической оснастки для получения точных резьб.

Изделия типа «Кольцо ведущее» представляют собой комплект секторов с внутренней винтовой канавкой, диаметр которой колеблется от 24 до 36 мм, а длина от 180 до 450 мм (рис.1). Профиль винтовой канайки может быть разнобоким или асимметричным с различными углами наклона боковых сторон (табл.1). Винтовые канавки можно отнести к резьбовым поверхностям, так как она также представляет собой совокупность винтовых поверхностей. Следовательно, и задание параметров точности производится, как и для резьбовых поверхностей. На рис.2 приведен один из вариантов конструкции винтовой канавки и ее геометрические характеристики.

Сравнивая чертежный допуск на приведенный средний диаметр винтовой канавки с допусками по ГОСТ16093-81 на аналогичные диаметр и шаг метрической резьбы, можно установить, чго он соответствует 6-ой степени точности (TD2 = 0,224 мм). Однако отнести точность изготовления винтовой канавки к данной степени точности было бы неправильно, так как данный допуск соответствует резьбе с длиной свинчивания группы N, наибольшая величина которой для данного диаметра и шага составляет 53 мм [22]. Длина свинчивания винтовой канавки для рассматриваемого примера составляет 390 мм, что в 7,35 раза больше длины свинчивания, для которой установлен допуск. Очевидно, что при такой длине свинчивания требования к точности шага резьбы будут значительно выше, чем для резьб с длиной свинчивания, группы N. Для приведенной на рис.2 конструкции винтовой канавки при условии, что весь допуск на приведенный средний диаметр будет использован на диаметральную компенсацию погрешности шага, максимально допустимая накопленная погрешность АР на всей длине детали не должна превышать 0,124 мм, а на одном витке - ДР| < 0,0013 мм. Для сравнения допустимая погрешность для резьб с длиной свинчивания группы N при тех же условиях -Л1'| < 0,0095 мм, для метчиков (при длине режущей части 1 ЮР и допуску на погрешность шага 0,005 мм) - ЛР| < 0,0005 мм. Расчеты показывают, что требования по точности шага винтовой канавки сопоставимы с требованиями точности самого инструмента.

На основании этого можно сделать вывод, что винтовая канавка относится к особо точным резьбам, изготовление которых с технологической точки зрения всегда вызывает определенные трудности. Наиболее производительными инструментами для обработки таких поверхностей являются метчики. Изучению и совершенствованию процессов резьбообразования мерными инструментами посвящено большое число работ. Вопросы, связанные с совершенствованием конструкций резьбообразующих инструментов и условиями их эксплуатации при получении внутренних резьб, рассматривались в работах В.В.Матвеева, И.Я.Мирнова, Т.А.Султанова, М.Х.Гольдфельда, В.Н.Выбойщпка, Л.П.Черного, В.И.Шагуна и др. В этих работах отмечается, что основным фактором, влияющим на точность формируемой резьбовой по-исрхности, является нарушение заданной закономерности движения мерного

1ПП1

Тип 2

резьбиобразующего инструмента, характеризуемое отклонением фактической траектории движения его режущих элементов от некоторой идеальной винтопой траектории, отвечающей заданным параметрам нарезаемой резьбы. Причиной возникновения этого нарушения является наличие некоторых результирующих сил от сил резания и внешних сил, действующих на инструмент со стороны остальных элементов технологической системы. Однако пе-

я

личина отклонения от заданной траектории перемещении режущих кромок зависит не только от значения и направления общей результирующей силы, но и от сопропшления ее действию системы инструмент-кп омнка.

Тай.шпа I

Основные конструктивные параметры винтовых канавок изделий типа «Кольцо ведущее).

Тип вшповой канавки

Равнобокая Специальная упорная

а" т j Ci 2 Р D 1,- а," ти3 р D

2,0 28,00 ^ 180 7 2,5 28,0 З'.Ч)

60 ±25' 2.5 32,0 220 5 45' ±30' 3,5 26,0 420

2,5 36,0 260 3 4,0 24.0 450

Накопленная погрешность по шагу на длине 100 мм не более 0,03 мм 1 (акоиленная погрешность по шагу на длине 100 мм не более 0,04 мм

Рабочие элементы метчиков в ходе формирования регьбовых поверхностей осуществляют две функции: с одной с;ороны образуют резьбовой профиль, а с др)гой - выполняют роль копира, обеспечивая движение режущих кромок по заданному закону. 13 последнее время появились конструкции инсфуменгов, в которых ¡адача стабилизации движения режущих кромок по заданной траектории решалась за счет введения специальных элементов, выполняющих роль копиров, и получивших название ведущих. Наиболее технологичными и получившими практическое использования из предлагаемых вариантов кон-

геометрические характеристики.

струкций инструментов с ведущими элементам!! являются мепшкп с бочкообразными зубьями, получаемыми по схеме «подъем-спад».

Кроме введения в конструкцию метчика специальных ведущих элементов для надежной ориентации в витках резьбы, необходимо уменьшить внешние силы, приложенные к хвостс-зик'у инструмента. Причиной возникновения этих сил являются погрешности наладки: несоответствие подачи шагу нарезаемой резьбы, несоосность обрабатываемого отверстия и метчика, а также их взаимный перекос. Для обеспечения возможности компенсации перечисленных погрешностей применяются различные но конструкции резьбонарезные патроны. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяют патроны плавающе-качающегося и качающегося типов.

Использование метчиков с бочкообразными ведущими элементами и соответствующих резьбонарезных патронов в резьбонарезных наладках позволяет получать точные метрические резьбы (до 4-ой степени точности) на различных типах оборудования: сверлильных и агрегатных станках, револьверных и многошпиндельных автоматах И полуавтоматах, автоматических линиях и др. Однако применение этих инструментов и оснастки для обработки рассматриваемых винтовых канавок не дало положительных результатов. Добиться требуемой точности приведенного среднего диаметра не удалось. Это объясняется тем, что конструкция винтовой канавки имеет ряд особенностей, влияние которых на точность обработан в настоящее время недостаточно изучено:

1. Профиль канавки имеет асимметричный профиль. В выполненных ранее исследованиях рассматривались вопросы, связанные с получением точных метрических или дюймовых резьб, имеющих симметричный профиль.

2. Как уже отмечалось выше, винтовая канавка имеет длину, значительно превышающую Длину резьб гру ппы N поГОСТ 16093-81. В литературе, как правило, рассматриваются вопросы получения точных резьб с короткой (группа 5) или нормальной (группа 14) длиной свинчивания. При обработке таких резьб накопленная погрешность шага сравнительно невелика и не оказывает значительного влияния на погрешность приведенного среднего диаметра.

3. Специфическая конструкция самого изделия, состоящего из трех секторов, ведет к появлению дополнительных погрешностей обработки, связанных с возможностью перемещения во время нарезания винтовой канавки секторов друг относительно друга.

Из анализа влияния технологических факторов На точность прицеленного среднего диаметра по схеме проф.В.В.Матвеева было Определено, что основными погрешностями при формировании винтовой канавки являются: погрешность винтового движения и упругие деформации секторов.

Цель настоящей работы состоит в решении проблемы получения особо точных винтовых канавок асимметричного профиля большой длины свинчивания в деталях переменной жесткости путем теоретико-экспериментальных исследований процессов их формирования мерными инструментами.

Для достижения поставленной цели, на основании проведение) о анализа вопроса, необходимо решение следующих основных задач:

1. Изучение особенностей однопроходного нарезания метчиками винтовых канавок с обычным и асимметричным профилем большой длины и раскрытие механизма образования погрешностей, присущего данным технологическим условиям.

2. Разработка математической модели ючности образования винтовых канавок асимметричного профиля большой длины свинчивания в деталях переменной жесткости.

3. Расчетно-экспериментальная проверка математической модели точности образования винтовых канавок большой длины свинчивания и деталях переменной жесткости.

4. Обоснование схемы удаления припуска при формировании винтовой канавки определение рациональной конструкции инструмента для ее реализации.

5.Разработка методических положений, расчетных зависимостей и технологического оснащения для получения профилей рабочих, элементов новых резьбообразующих инструментов.

6. Разработка методики, алгоритма расчета точности обработки винтовых канавок большой длины свинчивания и внедрение результатов работы в производство на примере деталей типа «Кольцо ведущее» и в учебном процессе.

Во второй главе приводятся результаты по аналитическому определению погрешностей при обработке винтовых канавок различными по конструкции метчиками.

Приведенный средний диаметр винтовой канавки будет складываться из трех основных составляющих: производящего среднего диаметра метчика, погрешности параметра винтового движения и упругих деформаций детали.

Под производящим средним диаметром метчика понимают некоторый условный размер, численно равный приведенному среднему диаметру резьбового отверстия, образованного метчиком при условии, что ось его во время работы неподвижна и параметр винтового движения выдерживается идеально. При этих условиях он будет зависеть от точности изготовления собственно среднего диаметра метчика и отклонений от номинала шагов и углов профиля метчика. На основании ГОСТа на изготовление метчиков получим, погрешность производящего среднего диаметра метчика Дс1", обусловленная погрешностями изготовления инструмента, составит от 10 до 15% допуска на

пригсдснпий сретнпи диаметр винтовой капазкп. II) iiaio можно сделан, вывод о гом, что получение заданном точности возможно, если погрешность шипового движения и упру г не деформации секторов не бу.ту i вносить в процесс тначшельпыч дополнительных погрешностей.

Для исследования noi решноаей параметра винтового движения необходимо установить величин!.: сит, возникающих при вырезании резьбового профиля. В работах D.В.Матвеева, И.Я.Мирнова, М.Х Гольдфельда и др., связанных с иссчедоьанием сил, возникающих при работе метчиками, рассматриваются и основном только составляющие суммарной силы резания. Определить составляющие силы резания на каждом режущем зубе по ним практически невозможно. Кроме згою все полученные зависимости являются эмпирическими и могут быть использованы только для у словий, сходных с условиями эксперимента, то есть ограничены обрабатываемыми материалами, типом резьбы, геометрическими параметрами инструмента и т.д.

При определении составляющих силы резания на отдельном режущем зубе принята расчетная схема со следующими допущениями:

а) представление стружкообразоиаайя при нарезании резьбы как установившегося ламинарного процесса;

б) представление процесса резания на смежных участках лезвий как процесса свободного резания;

в) направление схода Стружки определяется как суперпозиция сил от каждого режущего лезвия-зуба метчика;

г) величины нормальных п касательных составляющих силы резания считаются пропорциональными площадям срезаемых слоев, а коэффициент трения и угол сдвига приняты постоянными по осей площади контакта со стружкой.

Система сил, действующих па контактные площадки режущих зубьев, показана на рис.3. Составляющие силы резания определяются по следующим зависимостям:'

Рт, = Ncosy^cosA,, + F(sinrisin^ cosnsin yNcosXv) + F ; (1)

Pri = F(costicosyncosip - cosrisinyNsinX,psin(p + slnricosA^sinq)) -

- N(cosyNsin?.4,sinip + sinyNcosq)) +Ncosg; (2)

PM = F(cosT|cos7Nsin(p +cosrisinYNsirü,pCosq) - siniicosX.^cosi?) + + N(cosyNsin>v,,,cos(p - sinyNsin(?) + Nsin(f>; (3)

где <p - угол заборного конуса инструмента;

Ys - передний угол режущего зуба, измеренный п плоскости, перпендикулярной главной режущей кромке;

Хф - угол наклона главной режущей кромки;

tgX„ = tgysintp ± tgöcoscp;

IS7n = (tgy + tgA.cpSiiicp)cos(p; где у - передний угол заточки инструмента, измеренный в плоскости , перпендикулярной оси метчика;

Для расчет составляющих силы резания по формулам (1)...(3) необходимо определить составляющие F, N, V-, N" и угол схода стружки 11.

Угол схода стружки п определяется по методике, предложенной проф.В.Ф.Бобро кым. В основе методики лежит следующее положение: среднее направление схода стружки по передней поверхности должно соипадл1Ь с направлением суммарной силы трения, являющей !еометрнческом с) ммой сил трения, действующих на главной и вспомогательных режущих кромках инструмента, если бы эти кромки работали самостоятельно. Принимал неличины сил трепня на режущих кромках пропорциональными их длинам, получим

П=--Х„ + Ч'2-Ч'„.

где

cos(<p+-м-Д.4 Xl)

Рнс.З. Система сил, деис1в)юших на контактные ]:лотадки режущею зуба метчика.

tglPi=;

tg'l^

4 sin(ip + ofi->.r + Xi)

1де !„, Ij, I, - длины соответственно главной и вспомогательных режущих кромок;

\¡, X2 - углы наклона соответственно главно!! н вгпомо!ателы1ых , режущих кромок.Силы F, N, F', N' определяются по 'зависимостям, предложенными проф. С.С.Силиным.

cosyH-t-siny,,

n - --cosyN+s;nyN

s(rv - rJ

N = t a.b,

cosyt + sin 7

_______

eos

L

cosyf +sinyp

Íy.-'Y,]"

(4)

<-c)

где - передним угол режущего зуоа метчика, измеренный в плоскости, перпендикулярной главной режущей кромке; уф - передний угол режущего зуба метчика, измеренный в плоскости, проходящей через векторы сил N И Р, и связанный с углом ум следующей зависимостью

s'nY„ =-- t sin г) sin X ;

cost|

В

В

(6)

-1,

tgPi - величина, характеризующая степень пластических деформаций металла снимаемого припуска и поверхностного слоя обрабатываемой детали.

_ (РеВ - 2)erf(о,5лУРГв)+1,125УРеВ ехр(- 0,25РеВ)

v'Pe^fN/Pe + 0,325FD"3 (l - sin у)° " ] 0,665егф,5ч/^ев) 0,145Р°'Р°"егф,5л/Рев) J + v'PÍB + Peo7BúT(l-siny)°" PeB(l-siny)0<[cosy + sinY-B(cosY-siny)] ■ (cos у + В sin y)[Pe(l - sin y)°4 +0,225FD° 'j где Pe, F, D - безразмерные комплексы (критерии подобия), определяемые выражениями:

Ре = Vü|/a - критерий Пекле, характеризующий степень влияния режимных условий процесса Vai, по сравнению с влиянием теплофизиче-склх свойств обрабатываемого материала а;

F - Xpps/X - критерий, отражающий влияние геометрии инструмента и отклонение теплопроводностей инструментального н обрабатываемою материалов;

D = а|/Ь| - критерий, характеризующий геометрию сечения среза. Входящие е критерии Pe, F, D и в уравнение (б) параметры имею! следующие смысл и размерность; V - скорость резания, м/с;

Ар и К - коэффициенты теплопроводности инструментального и обрабатываемого материалов, Дж/мхсхград;

а - Х/ср - коэффициент температуропроводности обрабатываемою материала, м2/с;

ср - удельная объемная теплоемкость обрабатываемо; о материала, Дж/м'хград.;

В = л/2 - (а+у) - угол заострения режущего зуба метчика, рад: а I! р - задний и передний углы режущего зуба метчика, рад; t: = а, + «г - угол режущего зуба метчика в плане, рад; Oi> «2 - углы профиля винтовой канавки, рад;

erf = -р Je^'dx - интеграл вероятности.

\п о ' v

Сила F' определяется по формуле

F'= 0,625т р,1 JJL , (7)

Vsina

¡ де pi - радиус скругления режущей крОМки;

- суммарная длина режущих кромок, участвующих в работе

a - задний угол режущего зуба метчика.

Для нормальной силы N' на задней поверхности формула имеет вид

N'=£ = 0,625 MikÍJL, ' (8)

ц ц \sina

где |i - коэффициент треттия на задней контактной площадке.

cosyN 4- sin yn

И =

F D - cosyN + smyN

N " cosy,-siny

-------— • + cosy¥ — slny?

Определив силы резания на каждом режущем зубе метчНка, можно найти составляющие суммарной силы резания, действующей на метчик во время работы рис.4.

Pyi " - ¿ Pn соз ф, - ¿ Рп sin ф, ; (9)

i-i i-I

Pzr.= - ¿ Р„ s'n ф, + X ^ч C0S9,; ■ (1°)

1-1 1=1

Pxr=¿i\,; di) ■

r=i

i де i порядковый номер режущего зуба метчика по винтовой линии; п - число режущих зубьев на заборном конусе метчика;

</>, - упитан координата 1-го режущего зуоа метчика, относительно первого режущего зуба, определяемая по формуле

ч>,

-I !± -Лм),

Н TJ

Рис.4. Схема определения суммарных.снл, действующих На метчик.

где г - число режущих перьев метчика;

Р - шаг нарезаемой винтовой канавки;

Зная величины составляющих суммарной силы резания, переходим к определению погрешностей, вызванных действием этих сил. Определение погрешности приведенного среднего диаметра, связанной с погрешностью параметра винтового движения будем производить отдельно в плоскости, перпендикулярной оси детали (погрешность собственно среднего диаметра ДПд ), и вдоль осп детали (диаметральная компенсация накопленной по-

грешности шага винтовой канавки ДП£).

Под действием суммарной радиальной составляющей силы резания

Рг = •

будет происходить смещение инструмента по радиусу от центра (рис.5), при этом будет изменяться толщина срезаемого слоя на отдельных режущих зубьях инструмента до тех пор, пока Не установится силовое равновесие. Принимая изменение радиальной и тангенциальной составляющих силы резания на отдельных зубьях метчика пропорциональными изменению толщины срезаемого слоя, получим следующие зависимости для определения величины смещения инструмента от действия некомпенсированной радиальной составляющей суммарной силы резания

р2 +р3 * П т 1 71

(12)

где

А = У _=-соз

п Р ¡.I а,

В = ¿-^Ш

¡.I а.

а,

вш

1-1 а,

эт

1.1 а.

Э = V вт3

2*0 -0

1 *

2л(! - 1)Г

г v

271(1 -

г v

2*0-

7, 1

2л(5 ±)

г

2тг0 -1)

Т 1

v «у

1±4

1±-

2л0-1)

г

2*0-1)

2п(\-1)

1±-

(13)

1± ■

1±

Р\

"У £Г а.

2яМС Р

2яО-ОГ1± Р * I Т.

соэ

Погрешность собственно среднего диаметра составит АПК=2(гта,-Г1П;п).

Под действием осевой составляющей суммарной силы резания будет происходить смещение метчика в сторону действия этой силы. При этом боковые режущие кромки зубьен заборного конуса и калибрующей части будут срезать дополнительные слон металла, подрезая профиль резьбы, а ведущие з>бья, иоупая в контакт с готовым профилем винтовой канавки, упруго деформировать его. В период установившегося резания метчик будет перемещайся с шагом Р„, меньшим его собственного шага Рч. В этом случае смещение каждого последующего зуба относит е.'Н.ио предыдущего составит Л11С = Л - Рк) V. После прохождения всех ре-

Рис.5. Схема определения радиального смещения метчика от дейстг вия некомпенсированной радиальной силы резания.

Т

\

жуших ¡убьсн через определенный шпек канавки профя,/ь ее будет имел, вид, представленный На рис.6. Величина Ь представляет собой 1101 решшч. п, профиля, образованную ¡убьямн заборного конуса инструмента, а величина с - разбивание профиля канавки зубьями калибрующей части. Потренпюсп. приведенного среднего диаметра, определяемая разбиванием профи гт винт пои канавки, может быть вычислена по зависимости

к 2(т - к)

АГ1. = Да

2(т -

--■ - I •

1В«1 «¡^2

О 1)

где к .- число режущйх зубьев на заборном конусе инструмента;

т - число режущих и калибрующих зубьев на рабочей части метчика. Но как ошечалось выше, метчик может подрезать профиль каплньн лини, в юм случае, если он перемещается с шаюм, меньше его собственною (рис.6). Полому кроме разбпьания профиля канавки будет образовывать!.л погрешность шага. Диаметральную компенсацию возникающей накопленной погрешности шага можно определить по зависимости

Рис.6 Определение погрешности в осевом направлении.

АН,. ^

2Да.ггЬ

где Ь - длина винтовой канавки.

1Р

(Ншпя величина шнрешносш. вызванной неточностью перемещения лика по ша|у, определится по формуле

ЛИ,

к

2(т-к)

2Ь

(16)

18« 1 ^ {тг\

Таким обраюм, чтобы найш погрешность параметра винтового движение см погрешности шага, необходимо определим, величину Да,)с.

1 к'ремеишеь с шагом, меньше своего собстпсшюго, режущие зубья 'тсччпка будут срезать с боковых сторон профиля канавки слои металла. Возникающая при этом осевая составляющая силы резания определится по форму ПС

(Лп со?и, + к.к. коя а, Г , / , „ 1

1.1ЧР= ------ " ----------- II; |(|!1- к)!;1 . (17)

к, ь-2 J

т че Ь, - длина боковой режущей кромки на зубьях заборного конуса;

1?.1ч -дмипа боковой режущей кромки на зубьях калибрующей части; к|, к> - коэффициенты, зависящие от обрабатываемого материала. Ведущие зубья, вдавливаясь в боковую поверхность впншвоН канавки, ыы.с будут создавать осевую силу, которая определяется зависимостью

1,51 соя«,7(ЗК £■

эта,

(18)

(де и - общее число зубьев на рабочей части метчика; (} - модуль сдвига материала детали;

К - радиус скругления опорной площадки ведущего элемента;

Л] - величина перепада между диаметрами режущих и калибрующих

зубьев. • '

Возникающие дополнительные осевые составляющие от силы резания !',.[ при срезании дополнительных слоев металла с боковых сторон профиля канавки и от'силы вдавливания ведущих элементов Р,к-„ должны уравновесить острую составляющую от суммарной силы резания Р.\1

Р

(Даос собсх, +к,к2)соза,

2Х ь(т-к)12

-Н,51ео5СХ2х/СЖ-£

Да.

5та2

(19)

Решая полученное уравнение относительно Аа„с, и подставляя эту величину в зависимость (16), получим значение погрешности приведенною среднею диаметра, определяемую неточностью перемещения инструмента по шагу. ■ ■

Ко.К' тру ктипнон особенностью рассматриваемых деталей является то,' по .'¡ш состоят и) трех одинаковых сектором. <а сложной копфмт у рации

наружной поверхности не удаекя добтьет ситовою шмыгания по осей длине детали. Потому при обработке отверстия иод деиетнем сил резания возникают упругие деформации, приводящие к диаметральным погрешно-с 1 ям. Для определения их величины и степени влияния на точноегь обработки ра 'рабо1анп меюпиьа расчет.

Рис.7. Виды деформации сектг 1 при (.■("»работке.

Под действием сил резания возможны следующие виды деформаций (рис.7): а) изгиб в направлении оси У; б) изгиб в направлении оси Ъ\ в) кручение вокруг оси X. Погрешность приведенного среднего диаметра, вызванная упругими деформациями сектора, может определится по формуле Д130 = 2(Ду Бита). + Дхсози^ +ус0созак)+

2[Дусозак + Дг8|пак + (г-ус 5та1

и„

+ ____________________________ (20)

Ша1 + 1Ёа2

В связи с тем, что величина крутящего момента относительно оси X невелика, а момент инерции детали значителен, то в дальнейшем будем рассматривать только изгибы детали относительно осей У м Ъ.

Различные по конструкции детали можно разбить на составляющие балки, характеризуемые определенными условиями закрепления (рис.8).

Рис.8. Схема разбиения типовых конструкций деталей на типовые балки.

(21)

Для выведения уравнений, определяющих деформации сектора подлине используем дифференциальное уравнение упрут ой ''линии с!У_ М(х) ах2"и(х)'

Для решения приведенного уравнения необходимо определить моменты инерции поперечного сечения сектора, которые для произвольно взятого сечений (рис.9) рассчитываются по формулам

н4 — гУ (л3 —п3 V

64 ; 360(с1,2 -О7)

с!Г -и

вт 20

64 V 2 где с!, - наружный диаметр сектора п ¡-ом сечении; Э - диаметр отверстия; 0 - центральный угол сектора.

Наружная поверхность сектора имеет сложную конфигурацию, описать которую одной математической зависимостью невозможно. Поэтому для решения уравнения (20) необходимо заменить рассматриваемую деталь переменного сечения на эквивалентную деталь постоянного поперечного сечения. Усреднение можно проводить по трем вариантам: по диаметру; по площади поперечного сечения, по моменту инерции. Расчеты, выполненные по предложенным вариантам, показали незначительное отличие в полученных результатах. Поэтому п дальнейшем можно использовать любой из них. Составляющие суммарной силы резания от зубьев, находящихся в контакте с сектором, в направлении осп У определяется по формуле

Ра Хр„ роз9, +££р„ 5.пФи , (23)

.-I н 1.1

г к г к

РгЕ =-1£Ри8'ПФи+£1Рп СОБфц.

Ul.pl 1=1 >1

тде ! - номер режущего пера метчика;

) - номер режущего зуба по винтовой линии;

- угол определяющий положение ]-го зуба па ¡-ом режущем пере; ?тг, ' . 2лР,.

РИс.9. Профиль поперечного сечениясектора.

ТДе

7. Г.,

) ^ п .

р - номер режущего витка заборного кои\са, принимает чш.чения I,

n - количество режущих зубьев на заборном конусе метчика; Фо - начальный укш, определяющий угловое положение метчика. При выведении зависимостей, определяющих величину Изгиба срктора, принималось, что нагрузка является равномерно распределенной в пределах заборного конуса. В этом случае интенсивность ее определяется зависимо-с i ью

q = Pyi/m,

где ш - длина заборного конуса, определяемая по формуле

' ш = hctgip.

Анализ различных конструкций деталей показал, что по длине их можно разбить на участки, чарактери туемые определенными условиями закрепления, из которых возможны следующие варианты: а) консольное крепление; б) крепление «заделка - заделка»; в) крепление «заделка - подвижный шарнир». Один из вариантов балки представлен на рис.7.

Решение уравнения (20) применительно к каждому варианту крепления находилось с использованием метода начальных параметров, которое имеет вид

М.*" "V3 Ч,(х-!)4 q.(x-l-m)4

i;j у(х) = Ы у <-П.) <1 ч - ' 1 -Д---1--i -I-----------

z /. 0 i. U 2! 3! 4! 4!

где EJ, - жесткость балки при изгибе;

y(xj - прогиб балки на расстоянии х От ее начала;

Уо - прогиб балки в начале координат; ;

0ц - угол поворота поперечного сечения балки в начале коордшш

х - расстояние до точки определения деформаций;

Мл - момент сил в опоре в (■) Л;

Ra - реакция опоры в (•) А;

qi - распределенная нагрузка от сил резания;

qi' - фикшвиая нагрузка (для компенсации продленной до конца балки нагрузки qj

1 - расстояние до начата приложения распределенной нагрузки. И треть е и i л а н с приводятся результаты расчетно-эксперименгальпой проверки полученных в предыдущем разделе аналитических зависимостей.

Расчеты погрешности собственно среднего диаметра ДП£ показали, чю она составляет 0,03...0,07 мм и не оказывает существенного влияния на точность обработки. Кроме згого подбором геометрических параметров метчика (угла заборното конуса, угла наклона ьинтовых стружечных канавок и т.д.) можно цибпгься незначительного колебания радиальной составляющей суммарной ситы ре }аш1я. а, следовательно, и погрешности ДГ1д. .

м

Опыт эксплуатации в производстве метчиков с бочкообразными ведущими элементами показал, что точность нарезаемой резьбы и работоспособность самих метчиков в значительной степени зависят от величины перепада Д| профилей режущих и ведущих зубьев по среднему диаметру. Анализ влияния величины Ai выявил, что лучшие результаты обеспечиваются при ,\¡ = 0. Точность рсзьбообработки метчиками лото исполнения достигает наилучшего значения, и приведенный средний диаметр резьбы детали приближается к соответствующему размеру метчика. В результате разбивание резьбы прекращается. Однако равенство средних диаметров будет сохраняться только для новых инструментов. После переточки режущих лезвий по передней поверхности их средний диаметр за счет наличия затылования по Профилю будет у мепыпаться, и ведущие зубья станут выглаживающими.

Применение такой конструкции инструмента нежелательно по двум причинам:

1. Детали типа «Кольцо ведущее» изготавливаются из закаленных и состаренных алюминиевых сплавов В95Т1 и В96Ц1. В таком состоянии они имеют довольно низкую пластичность (относительное удлинение 5 = 4...8%) и подвергать их обработке давлением нежелательно из-за опасности возникновения мнкротрещин, которые при хранении изделий могут стать причиной ИХ разрушения.

2. Консфукцня детали «Кольцо ведущее» представляет собой три одинаковых секгора, объединяемых при обработке в одно целое при помощи резьбовых колец, хомутов, а также цангового патрона при установке на станке. Однако m-ia сложной конфигурации наружной поверхности невозможно осуществить силовое замыкание секторов по всей длине детали. Поэтому при обработке отверстия будет происходить упругое деформирование секторов между местами их закрепления, что после восстановления приведет к погрешностям собственно среднего диаметра подлине детали. Наличие выглаживающих элементов вызовет увеличение радиальных сил и соответственно большие величины деформаций (более подробно этот вопрос будет рассмотрен ниже).

Поэтому при обработке винтовых канавок использовались мегчики с ведущими элементами, средний диаметр которых на 0,01-0,03 мм ниже среднего диаметра зубьев режущей части.

В формуле (18) входит величина R радиуса скругления опорной площадки, расположенной в середине зуба. Однако на чертеже инструмента проставляется не величина R, а соответствующая ему величина двустороннего затылования к2, являющаяся более приемлемой с точки зрения кпнгро шро-пания этого параметра. В этом слу чае величина R определится по форму те

В" +4k; sin' а.

К ----------. <20;

8к . sin а ,

где В - ширина ведущего туба;

Из формулы (18) видно, что для уменьшения,величины упругого деформирования профиля резьбы необходимо увеличивать значение радиуса скругления II и при со упругого деформирования не будет. Однако на практике было отмечено, чрезмерное увеличение Г< приводит к отрицательному результату. Это объясняется тем, что при II —> со величина двустороннего затылования ведущего элемента по профилю к2 —> 0, т.е. его форма начинает соответствовать форме незатылованного по, профилю режущего зуба обычного машинного метчика. Такой профиль не может выполнять функцию ведущего. В условиях действия не скомпенсированных сил резания и внешних сил, приложенных х хвостовику метчика, его калибрующие зубья осуществляют резание, снижая точность формируемоПфезьбы. В ранее проведенных исследованиях было установлено, что приемлемым^ для практического использования являются значения Я = 200...300 мм.

При вырезании профиля винтовой канавки, Имеющего асимметричную форму схему резания можно выбрать с опорой на сторону е углом 45", либо с углом Т. Величины радиусов скругления опорной площадки, которые реально могут получаться на боковых сторонах профиля ведущего зуба инструмента. При Принятых в практике величинах затылования кз - 0,06.-0,02 мм, величина Я составляет: для стороны р углом сц = 45° - Я = 75---200 мм; йпя стороны с углом а2 = 7° - 600... 1300 мм. Т.е. на практике при реальных величинах затылования на боковой поверхности ведущего элемента с углом 7° невозможно получить оптимальной герМ.етрии ведущего элемента. Это будет геометрия незатылованного режущего зуба. При использовании в качестве опорной боковой поверхности зуба с углом аз = 45°, можно добиться оптимальной величины Я, уменьшая величину двустороннего затылования до значений к^ - 0,02.-0,01 мм.

Рассмотрим возможную величину погрешности приведенного среднего диаметра, вызванную неточностью перемещения метчика по шагу, при условии, что ведущие элементы только соприкасаются с боковой поверхностью винтовой канавки, т.е. вдавливания ведущих элементов в боковую поверхность канавки не происходит. Математически это условие будет следующим:

Д.

(п-т) =0, . .

откуда

Д, 2(п -111)

Для расчета примем следующие основные параметры метчика: угол заборного конуса ф -- 12'', длина калибрующей части - 2Р, длина ведущей части - 101', перепад между средними диаметрами режущей и ведущей частей - Д( =■" 0,02 мм, число режущих зубьев метчика— г = 4; и детали:X - 390 мм, Р = 4 мм. £ь - 45г. Находя значение Да.,, и подставляя в зависимость (16), получим

ЛИ =0,014+ 0,174 = 0,188 мм.

Как видно из прицеленных расчетом погрешность приведенного среднего диаметра, связанная с неточностью перемещения метчика по mai у, составляет значительную часть допуска на изготовление винтовой канавки. Доля погрешности, связанная с разбиванием резьбы незначительна (0,014 мм), основную же часть погрешности составляет диаметральная компенсация накопленной погрешности шага (0,174 мм). !Ь. основании этого можно сделать вывод: при использовании стандартных копстр) кций метчиков с ведущими элементами даже при нешачтельных перепадах средних диаметров режущей н ведущей частей невозможно обеспечить необходимую точность винтовой канавки с асимметричным профилем.

Расчет деформаций подлине детали показал, что наибольшие значеинч их получаются на концах детали, где условия закрепления соответствуют схемам: консольное крепление и крепление «заделка - подвижный шарпирч.

Па рис.!0 приведены результаты расчетов и экспериментальные данные по изменению собственно среднего диаметра по длине детали, которые показывают хорошую сходимость результатов.

(..оостленно средний диаметр метчика

Рис.10. Изменение собственно среднего диаметра винтовой канавки по длине детали: —»— - экспериментальные данные; __ . расчетная кривая.

Исследования по определению влияния на величину деформаций угла заборного конуса, угла наклона винтовых стружечных канавок, схемы вырезания профиля винтовой канавки показали, что они незначительно влияют на изменение радиальных деформаций. Основной причиной их возникновения является радиальная составляющая суммарной силы резаних, действующая на сектор во время обработки.

На рис.11 приведен баланс составляющих погрешности приведенного среднего диаметра ь зависимости от угла заборного конуса. Из него видно, что основную долго составляют диаметральная компенсация накопленной погрешности шага и погрешность собственно среднего диаметра, вызванная упругими деформациями детали.

пр

ДБ2 , мкм 400

300

200

100

Суммарная погрешность ■''обработки

ПлТТ^ч:.-.-.::

•тда т

:'. !. •:.■/ ,г..;::1".

Допуск на приведенный— средний диаметр

¡.Л:.-.". :

3

1

5 10 15

Рпс.11. Суммарная погрешность обработка.

Ф, град

В четверг о и г лаве рассматривается конструкция метчика для обработки шиповых канавок.

Ранее было установлено, что основными Погрешностями, влияющими на точность обработки, являются: накопленная погрешность шага и погрешность собственно среднего диаметра от упругих деформаций детали.. Причины их появления: 1) невозможность обеспечить оптймальНую геометрию ведущих злементов на боковых сторонах упорного профиля; 2) большие радиальные силы резания в зоне окончательною формирования винтовой канав-

/

кн. Для устранения этих причин предлагается конструкция двухступенчатого метчика. Первая его ступень имеет трапецеидальный профиль с углом 60°, на боковых сторонах которого легко обеспечить необходимый радиус скругле-ния ведущих элементов, и перепад между средними диаметрами режущих и ведущих зубьев Д, = 0. Задача первого режуще-ведущего участка вырезать основную часть профиля винтовой канавки и обеспечить точное перемещение инструмента по шагу. Возникающий при атом нежелательный наклепанный слой на боковых сторонах профиля удаляется при прохождении второго режущего участка. На второй ступепн метчика имеются только режущие зубья, окончательно формирующие впадину винтовой канавки. Предлагаемая схема вырезания профиля винтовой канавки приведена па рис.12.

Рис. 12. Схема вырезания впадины винтовой канавки метчиками с двухступенчатой рабочей частью: I - площадь, вырезаемая зубьями заборного конуса первой ступени; II - площадь, вырезаемая зубьями заборного конуса второй ступени.

На основании приведенных рассуждений конструкция инструмента для царезания шиповых канавок должна быть следующей:

1,' Инструмент должен иметь две рабочие части: первая из них производит предварительное вырезание профиля канавки и обеспечение точности параметра винтового движения, а вторая - окончательное формирование винтовой канавки.

2. Для возможности обеспечения оптимальной геометрии ведущих элементов первой ступени, ее зубьев должны иметь симметричный профиль с

II

углом 60°. Величина двустороннего затыловаиия при этом кг = 0,02...0,04 мм, что соответствует радиусу опорной площадки, обеспечивающему наивысшую точность получаемой резьбы.

3. Величина перепада между средними диаметрами ведущих и режущих зубьев первой ступени принимается равной 0. Это позволит получить наивысшую точность обработки согласно проведенным ранее исследованиям н'выполненным в этом разделе расчетам.

4. Для удаления наклепанного слоя после прохождения первого режущего участка его профиль должен быть уменьшен на соответствующую величину. Этим обеспечивается припуск, срезаемый вторым режущим участком.

5. Второй рабочий участок выполняется только с режущими зубьями, т.к. в момент его вступления в работу в контакте с деталью будет находится достаточное число режущих п веду щих зубьев первого рабочего участка и необходимости в введении дополнительных стабилизирующих элементов нет.

Конструкция инструмента, соответствующая вышеприведенным требованиям показана на рис. 13.

Получены зависимости для определения составляющих суммарной силы резания на втором режущем участке и расчета погрешностей обработки при нарезании канавок двухступенчатым метчиком. Изменение собственно среднего диаметра от действия радиальной составляющей суммарной силы резания определяется пс '

Р^ь Р.'М, Р.л:, Р.;.;, - соответственно составляющие суммарной силы резния по осям V и / на первом и втором режущем участках; А|, В|, С|, 1ЭЬ А:, В:, Р2 - находя!ся по формулам (13). Выполненные но приведенным зависимостям расчеты Показали, что подбором геометрических параметров инструмента (углов заборного конуса, наклона винтовых стру жечных канавок, выбора опорной стороны профиля и т.д.) можно добиться нешачтельцого колебания отклонений метчика в плоскости,, перпендикулярной ею оси, 01 своего теоретического положения. Следовательно, и погрешность собственно среднего диаметра винтовой канавки АП^, вызванная этими отклонениями, будет незначительна и практически не окажет влияния на точность обрабожи.

%'Р1±х/Р2

=(А,Р,1, +В,Р.„)! +(С,Р)1, -Ю.Р^)1 р2 = (А,Р,и +В2Р^,): +(с,Р,£2 +02Рг£г)!|'

где

Т\торая_У

СПШ'Г'Ь

В| 1м ЛI

"Н П С [у пень

А-Д

Б-Б

В-В

Профиль режущей части первой ступени

Профиль режуще!'! части второй ступени

Рис. 13. Конструкция двухступенчатого метчика для обработки шштопых канавок.

Расчет диаметральной компенсации накопленной погрешности шага проводился на двух титюл метчиков: с ведущей частью н с блочным расположение режущих и ведущих перьев. Было покатано, что тти конструкции иелтлчте.чтпо отличаются друг от »трута с точки ¡рения обеспечения надежности ориентации инструмента в период устансвнтнчет оея резания. Зависимость для определения огевот о смещения, в\о тяшето в форму лу (16), для инструментов с перепадом между средними диаметрами режущих и ведущих зубьев Л| 11 0 имеет следующий вид

0,289КР , п_ \

Даос=------+1,07 I -----Ь.----(24)

г 31 Г п п-----1"

1-0-10 1х/(1-тГ .

I сл-т+1 .1

где К - удельная обратная конусность по среднему диаметр)' па 1 мм длины метчика. Учитывая, что обратная конусность стандартных метчикоа составляет 0,05..-.0,06 мм на 100 мм длины, го К --0,0005...0,0006 мм. В погрешность Даос входит составляющая определяемая обратной конусностью среднего диаметра инструмента Она является систематической погрешностью, которая не зависит от условий обработки. Установлено,чти диаметральная компенсация погрешности шага, сия тайной с обратной конусностью среднего диаметра инструмента, при обработке свер.хдлинных ретьо может досыпать ьелнчины, равной половине тюля допуска на приведенный средний диаметр винтовой канавки. Но, как было скатано выше, эта погрешность является систематической и мо/кег быть компенсирована на этапе изготовления инструмента путем внесения корректировки в исполнительные размеры.

Расчет по формуле (24) величины смещения инструмента показал, что она в большой степени зависит- не только от величины осевой силы резания, но и от количества ведущих элементов. Установтено, что наличие ведущей части, длиной 8Р... ЮР, ттозьоляег уменьшить величину диаметральной компенсации накопленной погреитпости шага до 0,04...0,06 мм.

/(ля расчета упругих деформаций по длине детали составлены расчетные схемы и разработаны программы с учетом работы двух режущих участков. Проведенные с нх помощью исследования показали, что уменьшение радиальных сил за счет ра¡деления припуска между режущими кону сами позволило значительно уменьшить их величину, а также, что упругие деформации в зоне окончательного формирования размера винтовой канавки завис*■ также от расстояния между двумя режущими участками.

На рис.14 приведен баланс погрешностей при обработке винтовых канавок двухступенчатым метчиком. За счет уменьшения диаметральной компенсации накопленной погрешности шага и погрешности собственно среднего диаметра от упру Гпч деформации сектора удалось достичь требуемой точности обработки.

Спроектированные п изготовленные по предлагаемой методике метчики прошли успешные промышленные испытания на двух предприятиях отрасли при обработке трех различных типоразмеров винтовых канавок. На конструкцию инструмента получено свидетельство на полезную модель.

АО, , мкм [

Суммарная погрешность Допуск на приведениип обработки ./ / средни!! диаметр

| | Т"1-^" г I----1-

Г

200 |

100

5

10

5

Ф, град

Рис.14. Суммарная погрешность при обработке двухступенчатым метчиком.

В пятой глине приведены схемы модернизации резьбошянфо-вального и затыловочного оборудования для изготовления метчиков предложенной конструкции. Рассмотрены конструкции кулачков для данного оборудования и их расчет.

В работе решена научная проблема для отдельной отрасли машиностроения - достижение высокой точности обработки винтовых поверхностей асимметричного профиля большой длины свинчивания а комплекте детален переменной жесткости. Созданы новые технологии и конструкции инструментов, позволяющих получать рассматриваемые винтовые канавки с заданной точностью, а также разработана технология изготовления предлагаемых метчиков.

1. На основе анализа фактороп, влияющих на точность обработки, определено, что основными причинами вызывающими погрешности приведенного среднего диаметра являются: погрешности параметра винтового движения и упругие деформации по длине детали, уменьшить которые применением существующих конструкций метчиков невозможно.

2. Получены новые аналитические зависимости для определения составляющих силы резания на отдельном режущем зубе метчика, а также составляющих суммарной силы резания.

3. .Получены уточненные аналитические зависимости для расчем погрешностей, вызванных отклонением инструмента от заданной граекторин движения под действием сил резания, на основе которых устном ¡ено, чго

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

доминирующей ns них является диаметральная компенсация накопленной погрешности шага.

4. На основе анализа вариантов соединения между собой секторов различных конструкций определены типовые расчетные схемы для отдельных участков детали и установлены аналитические зависимости для определения упругих деформаций по длине секторов.

5. Разработаны новые- конструкции двухступенчатых метчиков, имеющих следующие особенности:

- первый рабочий участок имеет режущие и ведущие зубья с профилем трапецеидальной формы с углом 60° и перепадом между их средними диаметрами Л| = 0, что обеспечивает точное перемещение инструмента гю шагу;

второй рабочий участок имеет только режущие зубья с профилем, повторяющим профиль обрабатываемой винтовой канавки;

- минимально необходимое расстояние между рабочими участками определяется по полученным аналитическим зависимостям таким образом, чтобы деформации от первою рабочею на влияли на величину припуска, снимаемого вторым режущим участком;

- величина шага инструмента отличается от поминальной для того, чтобы компенсировать погрешность, вызываемую конусностью По среднему диаметру, возникающую при обработке сверхдлинных резьб.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Мнрнов И.Я., Кузнецов B.II., Лнпилогов O.A. Технологическое обеспечение и расчет наладок при нарезании резьб на токарных мпогошииндельных автоматах. Обзор. М.: ЦПИИНТИКПК, 1989. - 84 с.

2. Мнрнов 11.Я., Кузнецов В.П. Прогрессивная технолошя изготовления специальных резьбонарезных инструментов, применяемых в отрасли. Обзор. М.: ЦНИИТИКПК, 1990.-Зг-; с.

3. Мирно» II Я., Кузнецов В.П. Настройка привода резьбонарсзания токарных мпоюшпипдельных автоматов. Станки и инструмент, № 4, 1985, стр. 1618.

4. ОСТ 84-2370-87. Метчики машинные для нарезания точных резьб (М6...М27). Конструкции Утвержден организацией п/и А-1228. Исполнители: Мнрнов П.Я., Анинлотов O.A., К'у итецов В.Г1. и др. Согласовано с Госстандартом.-38 е.

5. OCT 84-2.il>l)-S7. Меринсп автоматные для нарезания точных резьб. Конструкция Утвержден opiammuiieii и'я А-1228. Исполнители: Мнрнов И.Я., Анинлотов O.A., Кузнецов B.I I. и др. Согласовано е Госстандартом: - 38 с.

6. ОСТ 84-1978- 89.1 iarpoiibi pen.óoiupe и тыс автоматные качающеюся типа. Конструкция YThcp»Meii оркшизапией н'я А-1228. Исполнители: Мнрнов

И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. -59 с.

7. ОСТ 84-2029- 89. Патроны резьбонарезные автоматные плавающе-качающегося тина. Конструкция Утвержден op¡ анизагшей п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кунгепоп В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. - 48 с.

8. ОСТ 84-2070- 89. Оснастка гехиолотическая для гжотвлегшя мегчиков и ре прообразующих элементов резьбонарезных головок. Конструкция Утвержден .организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согтасовано с Госстандартом. - 92 с.

9. ОСТ 84-2369-87. Метчики для нарезания винтовых канавок большого шага. Конструкция Утвержден организацией п'я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. -38 с.

10. Мирнов И.Я., Кузнецов В.П., Казаков И.В. Определение угла рабочего конуса выглаживающих элементов резьбообразуюишх инструментов. Станки и инструмент, 1989, № 10, стр. 27-28.

11. Кузнецов В.П., Номикоз В.А. Определение причин, вызывающих погрешности обработки при нарезании шиповых канавок в дет. «Кольцо ведущее» - В кн.: Тезисы докладов юбилейной международной научно-технической конференции. Вопросы совершенствования технологических процессов механической обработки и сборки изделий машиностроения. 'Гула, 1996, с. 33-34.

12.Мирнов И.Я., Номикоз В.А., Щуропа A.B., Кузнецов В.П. Описание условий равновесия системы инструмент-патрон. В кн.: Прогрессивные технологии в машиностроении. Тематический сборник научных трудов. Челябинск: ЧГТУ, 1997, стр. 3-6.

13. Мирнов И.Я., Номикоз В.А., Кузнецов В.П. Новые конструкции метчиков для получения особо точных упорных резьб с длиной свинчивания до 700 мм. I международная выставка: Машиностроение, Прогрессивные техноло- . тип. Челябинск, 1997, с. 47.

14. Ямникоп A.C., Кузнецов В.П., Якунин К.И., Мирнов И.Я., Писарев В.М. Метчик для нарезания точных резьб. В кн.: Сборник трудов 3-ей международной технической конференции: Проблемы повышения качества промышленной продукции. Брянск, 1948, с. 1FS-189.

15. Кузнецов В.П., Номикоз В.А., Якунин К.И. Обработка винтовых канапок в длинных нежестких деталях. В кн.: Известия Тульского государственного университета. Серия: Машиностроение, вып. 1. Тула: ТГУ, 1997, е. 60-67.

16. Кузнецов В.П., Мирнов И.Я . Номикоз В.А. Определение погрешности нарезания резьбы в деталях типа «Кольцо ведущее'». - Передовой прон сплетенный опыт, 1990, .Vu 5. с. 61-64.

17. Кузнецов В.П., Якунин К.Н. Определение радиальных деформаций секторов в деталях типа «Кольцо ведущее». - Материалы 1 научно-технической конференции молодых ученых и аспирантов НИРХТУ-97. Новомосковск: НИРХТУ, 1997, с.

1S. Мирнов И.Я., Щуров 11.Л., Кузнецов В.П., и др. Свидетельство № 7356 на полезную модель: ((Двухступенчатый метчик». 16.08.1998.

19. Кузнецов В.П. Определение погрешности параметра винтового движения метчика при работе. В кн.: Известия Тульского государственного университета, Серия: Машиностроение, вып. 2. Тула: ТГУ, 1998, с. 60-67.

20. Мирнов И.Я., Кузнецов В.П., Щуровл A.B. Применение программы ЭВМ ANSYS и автоматизированной системе технологической подготовки производства. Сб. докл. ,3-ен научно-технической конференции. Прогрессивные технологии в машиностроении. Челябинск, ЮУрГУ, ЮжУралЭКСПО, 1999, стр.7-9.

21. Ямников A.C., Кузнецов В.И, Якунин К.Н. Методика определения деформаций секторов в деталях типа «Кольцо ведущее». В кн.: Прогрессивные технологии в машиносфоснин: Межвуз. сб. науч. тр., вып.2. Волгоград, гос. техн. ун-т. Волгоград, 1999, еф.148-151,

22. Кузнецов В.11. Теория получения резьб в длинных нежестких деталях: Монография. Тул. гос. ун-т. Тула, 1999, 256с.

23. Кузнецов В.П., Ямников A.C., Якунин К.Н., Чень Чжнган. Определение сил, действующих на режущую часть метчика. Технология машиностроения. 1999, XsO (пилотный выпуск), стр. 13-16.

24. Кузнецов В.П. Образование погрешностей резьбы в осевой плоскости. Деи. в ВИНИТИ 13.0S.99, № 2652-В99.

25. Кузнецов В.Г1. Определение причин, вызывающих погрешности обработки при парезании.винювых канавок. Деп. в ВИНИТИ 13.08.99, № 2654-В99.

26. Кузнецов В.П. Расчет профилей рабочих частей двухступенчатого метчика. Дел. в ВИНИТИ 13.08.99, > 2653-В99.

27. Кузнецов В.II. Определение работоспособности ведущего элемента метчика с асимметричным профилем Деп. в ВИНИТИ 13.08.99, № 2655-В99.

28. Кузнецов В.П. Определение составляющих силы резания на отдельном режущем зубе метчика. Деп. в ВИНИТИ 13.08.99, S» 2656-В99.

29. Кузнецов В.П. Якунин К.Н. Погрешности обработки резьб метчиком в плоскости, перпендикулярной оси. Материалы научн.-техн. конференции НИ РХ'1У им.Менделеева, посвященной 40-летию института. Новомосковск: НИ РХТУ, 1099, с.74-77.

30 Ямников A.C., Кузнецов В.П., Логунов В.М., Якунин К.Н. Расчет погрешностей, вызываемых упругими деформациями при обработке деталей ы;ы «Колыю ведущее*'. Материалы всероссийской научн.-техн. конференции: Повышение .»ффективноети механообработки на основе аналитического н экс пери мен i л иного модетнрования процессов. Рыбинск, 1999, с.32.-33.

Введение.

1 .Технологическая характеристика изделий типа «Кольцо ведущее» и способов обработки внутренних канавок.

1.1. Характеристика изделий типа «Кольцо ведущее».

1.2. Анализ вариантов технологии изготовления канавок.

1.3. Обзор конструкций метчиков и технологической оснастки для нарезания точных резьб.

1.4. Обзор литературных данных по образованию точных резьб мерными инструментами.

1.5. Определение причин, вызывающих погрешности обработки при нарезании винтовых канавок.

1.6. Выводы, цель работы и задачи исследования.

2. Разработка математической модели точности образования винтовых канавок.

2.1. Производящий средний диаметр метчика.

2.2. Погрешности параметра винтового движения метчика при работе.

2.2.1. Исследования в области определения силовых зависимостей при нарезании упорных резьб.

2.2.2. Определение составляющих силы резания на отдельном режущем зубе метчика.

2.2.2.1. Зависимости для составляющих силы резания.

2.2.2.2. Угол схода стружки.

2.2.2.3. Нормальная сила и сила трения, действующие на переднюю поверхность режущего зуба метчика.

2.2.2.4. Силы, действующие на заднюю поверхность режущего зуба метчика.

2.2.2.5. Сопротивления обрабатываемого материала пластическому сдвигу.

2.2.2.6. Определение параметров срезаемого слоя.

2.2.2.7. Определение длин режущих кромок.

2.2.3. Суммарные силы резания, действующих на метчик.

2.2.4. Погрешности параметра винтового движения метчика при работе.

2.2.4.1. Погрешности собственно среднего диаметра

2.2.4.2. Диаметральная компенсация погрешности шага при нарезании винтовой канавки

2.3. Упругие деформации детали.

2.3.1. Исследования в области упругих деформаций деталей при обработке их метчиками.

2.3.2. Упругие деформации резьбы после резьбонарезания.

2.3.2.1. Выбор метода расчета упругих деформаций.

2.3.2.2. Геометрические характеристики поперечного сечения детали.

2.3.2.3 Силы, действующих на сектор во время работы.

2.3.2.4. Методика расчета деформаций сектора детали.

Выводы.

3. Теоретико-экспериментальная проверка математической модели точности обработки винтовых канавок.

3.1. Силы резания, действующие на метчик.

3.2. Погрешности параметра винтового движения метчика.

3.2.1. Погрешности собственно среднего диаметра винтовых канавок

3.2.2. Погрешности параметра винтового движения в осевом направлении

3.3. Погрешности, связанные с упругой деформацией секторов.

3.4.Суммарная погрешность обработки.

Выводы.

4. Конструкция метчиков для нарезания винтовых канавок.

4.1. Профилей рабочих частей инструмента.

4.2. Погрешностей винтовой канавки при обработке метчиками с двумя.

4.2.1. Погрешности параметра винтового движения.

4.2.1.1. Составляющие суммарной силы резания.

4.2.1.2. Погрешности собственно среднего диаметра

4.2.1.3. Погрешность шага при нарезании винтовой канавки метчиком с двумя рабочими участками.

4.2.2. Определение погрешностей, связанных с упругой деформацией секторов.

4.2.2.1. Определение погрешностей, связанных с упругой деформацией секторов.

4.2.2.2. Определение упругих деформаций детали.

4.2.2.3. Алгоритм расчета упругих деформаций детали.

4.2.3. Суммарная погрешность обработки метчиком с двумя рабочими участками.

4.3. Геометрические параметры инструмента.

4.3.1. Длина режущей части (заборного конуса).

4.3.2. Величина занижения ведущих элементов на заборном конусе.

4.3.3. Величин двустороннего затылования ведущих элементов по профилю.

Выводы.

5. Оборудование и оснастка для получения рабочих элементов специальных метчиков.

5.1. Особенности изготовления инструментов с ведущими элементами.

5.2. Шлифование профиля зубьев специальных метчиков.

5.2.1. Модернизация резьбошлифовальных станков для изготовления метчиков с блочным расположением режущих и ведущих перьев.

5.2.2. Конструкция затыловочных кулачков резьбошлифовальных станков для шлифования метчиков с блочным расположением режущих и ведущих перьев.

5.2.3. Модернизация резьбошлифовальных станков для шлифования метчиков с ведущей частью.

5.2.4. Конструкция затыловочного кулачка для шлифования резьбы метчиков с ведущей частью.

5.3. Получение затыловочных задних поверхностей на режущих частях метчика.

5.3.1. Модернизация затыловочных станков для изготовления метчиков с блочным расположением перьев.

5.3.2. Приспособление для затылования заборной части метчиков.

Выводы.

Одной из важнейших задач машиностроения является повышение эффективности производства за счет применения прогрессивных технологических процессов, базирующихся на высокопроизводительных операциях механической обработки. Разработка и внедрение подобных процессов в массовых изделиях оборонных отраслей имеет особо болыиое.значение.

В настоящее время на вооружении имеется большая номенклатура бронебойных подкалиберных снарядов (БСП) калибров 100, 115, 125 и 150 мм. Принципиальная схема БПС показана на рис.В.1. Снаряд состоит из четырех основных частей (рис.В.1 а): сердечника 1, ведущего кольца 2, оперения 3 и обтюрирующего пояска 4. Сердечник является поражающим элементом. Ведущее кольцо предназначено для центрирования сердечника в канале ствола 5 и передачи усилия давления пороховых газов на снаряд во время его движения по каналу ствола. Роль оперения - стабилизация сердечника в полете. С целью создания условий герметичности, т.е. исключения возможности прорыва пороховых газов во время движения снаряда по каналу ствола, ведущее кольцо снабжено обтюратором.

В первые же мгновения после выхода из канала ствола (рис.ВЛб) ведущее кольцо, скомплектованное из отдельных секторов, под воздействием встречных воздушных потоков разваливается; сектора разлетаются в сторону от сердечника, а последний продолжает движение к цели.

Одним из вариантов соединения ведущего кольца с сердечником является винтовая канавка, диаметр которой колеблется от 18 до 36 мм, а длина - от 200 до 500 мм. Профиль винтовой канавки может быть симметричным и с различными углами наклона боковых сторон. Точность их изготовления задается допуском на приведенный средний диаметр, который ориентировочно равен допуску 6-ой степени точности для резьб соответствующего диаметра и шага. Однако отнести точность изготовления винтовой канавки к данной степени точности было бы неправильно, так как этот допуск соответствует резьбам с нормальной (группа ТЫ) длиной свинчивания. Длина же свинчивания рассматриваемых винтовых канавок практически на порядок больше, следовательно, и допустимая погрешность шага в этом случае должна быть на порядок меньше. Поэтому винтовые канавки можно отнести к особо точным резьбовым поверхностям.

Наиболее распространенным способом получения внутренних резьбовых поверхностей является обработка их метчиками. В настоящее время, в результате проведенных многочисленных исследований, появились конструкции инструментов и технологической оснастки, а также рекомендации по проектированию наладок, обеспечивающие получение точных метрических резьб на различных видах оборудования: токарных, сверлильных, агрегатных станках, револьверных и многошпиндельных автоматах и полуавтоматах и др.

Попытки получить винтовые канавки, используя известные конструкции метчиков и технологической оснастки, не дали положительных результатов. Это объясняется тем, что известные ранее проведенные исследования, направленные на повышение качества формирования резьб при получении их с помощью метчиков, относятся к случаям обработки резьб с симметричным профилем и короткой (группа 8) или нормальной (группа Ы) длиной свинчивания.

Поэтому в данной работе решается актуальная проблема - обработка точных резьбовых поверхностей асимметричного профиля большой длины свинчивания в комплекте деталей переменной жесткости.

Работа выполнялась в 1986-1990 гг. по темам ТНУ-930-86 Приказ ММ № 485 от 11.11.85 г., ТТ1-661-89 Приказ ММ № 10 от 10.02.89 г., а в 19961999 гг. по гранту РФФИ № 96-15-98-241 (№ 6604 ГРФ).

Цель настоящей работы состоит в том, чтобы путем обобщения теоретико-экспериментальных исследований процессов формирования метчиками резьбовых поверхностей асимметричного профиля большой длины свинчивания (группа Ь по ГОСТ 16093-81) разработать научно обоснованные пути, способы и средства, обеспечивающие решение проблемы получения особо точных винтовых канавок в изделиях типа "Кольцо ведущее".

Для достижения поставленной цели, на основании проведенного анализа вопроса, необходимо решение следующих основных задач:

1. Изучение особенностей однопроходного нарезания метчиками винтовых канавок с обычным и асимметричным профилем большой длины и раскрытие механизма образования погрешностей, присущего данным технологическим условиям.

2. Разработка математической модели точности образования винтовых канавок асимметричного профиля большой длины свинчивания в комплекте деталей переменной жесткости.

3. Расчетно-экспериментальная проверка математической точности образования винтовых канавок большой длины свинчивания в комплекте деталей переменной жесткости.

4. Обоснование схемы удаления припуска при формировании винтовой канавки и определение рациональной конструкции инструмента для ее реализации.

5.Разработка методических положений, расчетных зависимостей и технологического оснащения для получения профилей рабочих элементов новых резьбообразующих инструментов.

6. Разработка методики, алгоритма расчета точности обработки винтовых канавок большой длины свинчивания и внедрение результатов работы в производство на примере изделий типа "Кольцо ведущее" и в учебном процессе.

Конструкция винтовой канавки в изделиях типа «Кольцо ведущее» имеет ряд особенностей, влияние которых на точность обработки в настоящее время недостаточно изучено. Винтовая канавка имеет асимметричный профиль, а длина ее значительно превышает длину резьб группы специфичность конструкции самого изделия, состоящего из трех или четырех одинаковых секторов. Из анализа влияния технологических факторов на точность приведенного среднего диаметра по схеме проф. В.В. Матвеева определено, что основными из них являются: погрешность винтового движения и упругие деформации секторов.

----------— —> а) X у б)

Рис.В1. Принципиальная схема БПС.

Для изучения погрешностей, связанных с неточностью выполнения параметра винтового движения, разработана методика расчета составляющих силы резания на отдельном режущем зубе инструмента. При этом для составляющих силы резания использованы уравнения, предложенные проф. В.Ф.Бобровым, а для теоретического определения угла сдвига - методика проф.С.С.Силина. На основе этого получены зависимости для определения составляющих силы резания на отдельном режущем зубе метчика и суммарной силы от всех режущих зубьев.

Проведен анализ влияния на величину составляющих суммарной силы резания геометрических параметров инструмента: угла заборного конуса, угла наклона винтовых стружечных канавок, положения заборного конуса относительно профиля канавки и др. Выявлено, что эти параметры оказывают значительное влияние на величину и колебание радиальной составляющей суммарной силы резания и мало изменяют ее осевую составляющую. Выведены зависимости для определения радиального смещения инструмента от действия сил резания. Установлено, что подбором оптимальных геометрических величин инструмента можно добиться того, что величина и колебания радиальной составляющей суммарной силы резания будут незначительны и практически не окажут влияния на погрешность приведенного среднего диаметра.

Определено, что при изготовлении ведущих элементов на метчиках с асимметричным профилем невозможно обеспечить оптимальную геометрию их рабочей поверхности. В случае использования в качестве опорной сторону с углом 7° получается геометрия незатылованного инструмента. При использовании стороны с углом 45° - даже при незначительном перепаде средних диаметров режущих и ведущих зубьев диаметральная компенсация возникающей накопленной погрешности шага практически использует весь допуск на приведенный средний диаметр винтовой канавки и составляет основную часть погрешности параметра винтового движения.

Конструктивной особенностью изделий типа «Кольцо ведущее» является то, что они состоят из трех или четырех одинаковых секторов, соединяемых между собой с помощью резьбовых колец, хомутов и оснастки при обработке на станках. Но из-за сложной конфигурации наружной поверхности обеспечить силовое замыкание по всей длине не удается, что ведет к появлению погрешностей собственно среднего диаметра по длине детали, связанных с упругой деформацией секторов между местами их закрепления. Для расчета возможных деформаций выбран метод, использующий уравнение упругой линии, как наиболее универсальный. Определены участки деталей различных конструкций, характеризующиеся определенными условиями закрепления. Выведены зависимости для определения геометрических характеристик поперечного сечения рассматриваемых секторов и сил резания, действующих на отдельный сектор. Установлены исходные уравнения для определения упругих деформаций оп длине, на основании которых разработан алгоритм и программа расчета на ПЭВМ. Выявлено, что наиболее опасными с точки зрения появления погрешности собственно среднего диаметра являются концевые участки детали.

Анализ погрешностей, возникающих при обработке винтовых канавок, показал, что основными из них являются диаметральная компенсация накопленной погрешности шага и погрешность собственно среднего диаметра, вызванная упругими деформациями сектора при обработке. Для их уменьшения предложен метчик с двумя рабочими участками, первый из которых вырезает основную часть профиля винтовой канавки и обеспечивает точность перемещения инструмента по шагу, а второй - окончательно формирует винтовую канавку. При этом снижаются радиальные нагрузки на сектор в зоне окончательного формирования профиля винтовой канавки и соответственно его упругие деформации. Установлены зависимости для расчета профиля первого участка инструмента и минимально необходимого расстояния между участками. Проведены необходимые расчеты по точности обработки предлагаемым

12 инструментом. Разработана технология изготовления предлагаемого инструмента.

Научная новизна полученных результатов заключается в разработке математической модели точности обработки метчиками винтовых канавок большой длины свинчивания в комплекте деталей переменной жесткости, установлении зависимостей, связывающих погрешности приведенного среднего диаметра с параметрами инструмента, и обосновании на базе этого схемы удаления припуска, обеспечивающего минимальные погрешности обработки.

Практическое значение результатов работы заключается в создании инструментов, обеспечивающих получение винтовых канавок заданной точности и разработке алгоритмов и программ расчета погрешностей обработки.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

В работе решена научная проблема для отдельной отрасли машиностроения - достижение высокой точности обработки винтовых поверхностей асимметричного профиля большой длины свинчивания в комплекте деталей переменной жесткости. Созданы новые технологии и конструкции инструментов, позволяющих получать рассматриваемые винтовые канавки с заданной точностью, а также разработана технология изготовления предлагаемых метчиков.

1. На основе анализа факторов, влияющих на точность обработки, определено, что основными причинами вызывающими погрешности приведенного среднего диаметра являются: погрешности параметра винтового движения и упругие деформации по длине детали, уменьшить которые применением существующих конструкций метчиков невозможно.

2. Получены новые аналитические зависимости для определения составляющих силы резания на отдельном режущем зубе метчика, а также составляющих суммарной силы резания.

3. Получены уточненные аналитические зависимости для расчета погрешностей, вызванных отклонением инструмента от заданной траектории движения под действием сил резания, на основе которых установлено, что доминирующей из них является диаметральная компенсация накопленной погрешности шага.

4. На основе анализа вариантов соединения между собой секторов различных конструкций определены типовые расчетные схемы для отдельных участков детали и установлены аналитические зависимости для определения упругих деформаций по длине секторов.

5. Разработаны новые конструкции двухступенчатых метчиков, имеющих следующие особенности:

233

- первый рабочий участок имеет режущие и ведущие зубья с профилем трапецеидальной формы с углом 60° и перепадом между их средними диаметрами Аг = 0, что обеспечивает точное перемещение инструмента по шагу; второй рабочий участок имеет только режущие зубья с профилем, повторяющим профиль обрабатываемой винтовой канавки;

- минимально необходимое расстояние между рабочими участками определяется по полученным аналитическим зависимостям таким образом, чтобы деформации от первого рабочего на влияли на величину припуска, снимаемого вторым режущим участком;

- величина шага инструмента отличается от номинальной для того, чтобы компенсировать погрешность, вызываемую конусностью по среднему диаметру, возникающую при обработке сверхдлинных резьб.

1. Аипилогов O.A. Технологическое обеспечение точности нарезания внутренних резьб при обработке деталей на многошпиндельных горизонтальных автоматах и полуавтоматах Дисс. . канд. техн. наук. Тула: ТПИ, 1982.-214 с.

2. Антонов Н.П. Скоростное нарезание резьбы резцами методом последовательных проходов. В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1971, вып.23, с. 1718.

3. Бобров В.Ф., Гостева Г.К., Пушмин Б.М. Нарезание мелкой упорной резьбы. Станки и инструмент. 1971, № 12, с.21-23.

4. Бобров В.Ф., Моисеев A.B. Определение окружного усилия при нарезании резьбы резцом. Станки и инструмент. 1974, № 4, с.25-27.

5. Бобров В.Ф. Многопроходное нарезание крепежных резьб резцом. М.: Машиностроение, 1982.

6. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975,344 с илл.

7. Бокин М.Н., Сидоров В.Н. Методы резьбообразования и их эффективность. В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1972, вып.26, с. 152-163.

8. Бокин М.Н., Сидоров В.Н., Смирнов С.Д. Резьботочение и пути его интенсификации. В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1972, вып.26, с.86-99.

9. Васильев Д.Т. Исследования в области образования резьб. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 93-105.

10. Васильев Д.Т. Основы производительно нарезания резьбы. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 249-257.

11. Выбойщик В.Н. Исследование и совершенствование технологических наладок резьбонарезного оборудования с целью повышения точности нарезания резьб метчиками. Дисс. . канд. техн. наук, Челябинск: ЧПИ, 1972.-238 с.

12. Выбойщик В.Н., Матвеев В.В., Мирнов И.Я. Нарезание специальных резьб метчиками. В кн.: Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки. Сб. научн. трудов № 47. Челябинск: ЧПИ, 1969, с. 149-159.

13. Выбойщик В.Н. Разработка оптимальных наладок резьбонарезных операций. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М. НИИМАШ, 1968, с. 210-214.

14. Гольдфельд М.Х. Исследование и разработка конструкций и метода расчета режущей части метчиков для работы на агрегатных станках и автоматических линиях. Дисс. . канд. техн. наук, Челябинск: ЧПИ, 1966.-242 с.

15. Гольдфельд М.Х. Исследование и разработка метчиков с криволинейной заборной частью. В кн.: Высокопроизводительная обработка металлов резанием. Челябинск: Урал. ЦБТИ, 1966, с. 190-206.

16. Гольдфельд М.Х., Мирнов И.Я. Исследование процесса нарезания коротких точных резьб большого диаметра метчиками-раскатниками. -В кн.: Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки. Сб. научн. трудов, № 74. Челябинск: ЧПИ, 1972, с 3-5.

17. Гольдфельд М.Х., Мирнов И.Я. Метчик с ведущими перьями для нарезания точных резьб. Станки и инструмент, 1970, № 5, с. 37-38.

18. Гольдфельд М.Х. Определение осевого усилия при нарезании резьбы метчиком. В сб.: Высокопроизводительная обработка металлов резанием. Челябинск: ЦБТИ, 1966.

19. Гольдфельд М.Х., Мирнов И.Я. Регулируемые метчики для обработки точных резьб большого диаметра. Станки и инструмент, 1974, №9, стр.21-22.

20. Гончарук Разработка методов нарезания точных внутренних резьб в крупногабаритных заготовках из труднообрабатываемых материалов. -Автореф. дисс. . канд. техн. наук. Челябинск: ЧПИ, 1982 20 с.

21. Гостева Г.К., Пушмин Б.М., Соловьева Л.Г. О силовых и температурных характеристиках процесса нарезания упорных резьб. В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1972, вып.26, с.69-74.

22. ГОСТ 16093-81. Резьба метрическая. Допуски. Посадки с зазором.

23. ГОСТ 10177-82. Резьба упорная. Профиль и основные размеры.

24. ГОСТ 25096-82. Резьба упорная. Допуски.

25. ГОСТ 19535-68. Резьба упорная усиленная 45° для диаметров от 80 мм до 2000 мм. Профиль, основные размеры, допуски.

26. Грудов A.A. Методика установления стойкостных зависимостей и исходные данные для разработки нормативов на режимы резьбонарезания. М.: ВНИИ, 1967. - 102 с.

27. Грудов A.A. Резьбообразующий инструмент и пути его улучшения (по данным заводов). В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 3-44.

28. Грудов A.A. Некоторые вопросы эксплуатации метчиков. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 77-100.

29. Дарков A.B., Шпиро Г.С. Сопротивление материалов. М.: Высшая школа, 1965 г., 764 с.

30. Дейнеко В.Г. Новые способы накатывания резьб и других профилей. -М.: Машгиз, 1961,- 159 с.

31. Добрянский С.С. Влияние геометрии инструмента и условия резьбоформирования на силовые зависимости и параметры качества наружных резьб, нарезаемых головками. Вестник машиностроения, 1978, №2, с. 74-77.

32. Добрянский С.С. Повышение качества резьб, изготовляемых на металлорежущих станках. Вестник машиностроения, 1983, № 3, с. 5860.

33. Загурский В.И. Прогрессивные способы обработки резьб. М.-С.: Машгиз, 1960. - 125 с.

34. Загурский В.И. Раскатывающие роликовые резьбонакатные головки. -Технология и организация производства: Научно-производ. сборник. Киев, 1970, № 2, с. 56-59.

35. Захаренко И.П. Испытание различных смазывающе-охлаждающих жидкостей при работе гаечными метчиками. М.: ВНИИ, 1960. - 37 с.

36. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1978. -729 с.

37. Зорев H.H. Вопросы механики процесса резания. М.: Машгиз, 1956.

38. Зорев H.H. Расчет проекций силы резания. М.: Мащгиз, 1958.

39. Иноземцев Г.Г. Проектирование металлорежущих инструментов. М.: Машиностроение, 1984. - 272 с.

40. Кинасошвили P.C. Сопротивление материалов. М.: Наука, 1968, 384 с.

41. Клушин М.И., Сидякина Н.В. Применение смазочно-охлаждаю-щих технологических средств при резьбонарезании. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. М.: НИИМАШ, 1968, с. 341-348.

42. Коноплев В.Н., Матвеев В.В. Силы резания при работе метчикамис комбинированной схемой резания. В кн.: Технология машиностроения.

43. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1971, вып.23, с.40-50.

44. Коноплев В.Н. Метчики для нарезания резьбы в отверстиях с косым или ступенчатым входом. В. кн.: Технология машиностроения. Вып. 26. Тула: ТПИ, 1972, с. 18-23.

45. Кувшинов М.С. Повышение точности резьбонарезания метчиками в изделиях из биметаллов. Автореф. дисс. . канд. техн. наук. Челябинск: ЧПИ, 1981 - 18 с.

46. Кузнецов В.П., Мирнов И.Я., Номикоз В.А. Определение погрешности нарезания резьбы в деталях типа «Кольцо ведущее». Передовой производственный опыт, 1990, № 5, с. 61-64.

47. Кузнецов В.П. Определение погрешности параметра винтового движения метчика при работе. В кн.: Известия Тульского государственного университета, Серия: Машиностроение, вып.2. Тула: ТГУ, 1998, с.60-67.

48. Кузнецов В.П., Номикоз В.А., Якунин К.Н. Обработка винтовых канавок в длинных нежестких деталях. В кн.: Известия Тульского государственного университета, Серия: Машиностроение, вып. 1. Тула: ТГУ, 1997, с. 60-67.

49. Кузнецов В.П., Якунин К.Н. Определение радиальных деформаций секторов в деталях типа «Кольцо ведущее». Материалы I научно-технической конференции молодых ученых и аспирантов НИРХТУ-97. Новомосковск: НИРХТУ, 1997, с.

50. Кузнецов В.П., Ямников A.C., Якунин К.Н., Чень Чжиган. Определение сил, действующих на режущую часть метчика. Технология машиностроения. 1999, №0 (пилотный выпуск), стр. 13-16.

51. Кузнецов В.П. Теория получения резьб в длинных нежестких деталях: Монография. Тул. гос. ун-т. Тула, 1999, 256с.

52. Кузнецов В.П. Расчет профилей рабочих частей двухступенчатого метчика. Деп. в ВИНИТИ 13.08.99, № 2653-В99.

53. Кузнецов В.П. Определение причин, вызывающих погрешности обработки при нарезании винтовых канавок. Деп. в ВИНИТИ 13.08.99, № 2654-В99.

54. Кузнецов В.П., Якунин К.Н. Погрешности в плоскости, перпендикулярной оси метчика. В кн.: Теория, технология, оборудование, автоматизация обработки давлением и резанием. Сб. научн. тр.: вып.2. Тула, 1999, с342-346.

55. Кузьменко А.Ф. Совершенствование технологии накатывания точных резьб головками тангенциального типа. Дисс. . канд. техн. наук. Челябинск: ЧПИ, 1982. - 229 с.

56. Расчет и проектирование кулачковых механизмов приборов. М.: Машиностроение, 1978.

57. Лашнев С.И., Юликов М.И. Проектирование режущей части инструментов с применением ЭВМ. М.: Машиностроение, 1980. - 206 с.

58. Лоладзе Г.Н. Износ режущего инструмента. М.: Машгиз, 1958.

59. Лопухов В.П. Метчик для нарезания точных резьб. Авт. вид. СССР №237562. Опубл. в Б.И., 1969, № 8.

60. Лопухов В.П. Метчик с режуще-выглаживающими зубьями. Станки и инструмент, 1983, № 6, с. 17-18.

61. Лопухов В.П. Метчик для нарезания точных резьб. Авт. вид. СССР №483206. Опубл. в Б.И., 1975, № 33.

62. Масахира Коэнума. Особенности метчиков без стружечных канавок. -Ое Кикай Когаку, 1972, т. 13, № 5, с. 94-101.

63. Матвеев В.В., Выбойщик В.Н., Мирнов И.Я. Повышение точности резьбонарезания на сверлильных станках. Станки и инструмент, 1971, № 3, с. 35-36.

64. Матвеев. В.В., Гольдфельд М.Х., Мирнов И.Я., Выбойщик В.Н. Метчик. Авт. вид. СССР № 323208.-Опубл. в Б.И., 1972, № 1.

65. Матвеев В.В. Метчик для нарезания точных резьб. Авт. вид. СССР №139906. Опубл., в Б.И., 1961, № 14.

66. Матвеев В.В., Мирнов И.Я. Силы резания при минимальных толщинах срезаемого слоя титановых сталей и сплавов. Вестник машиностроения, 1970, № 8, с. 72-74.

67. Матвеев В.В. Нарезание точных резьб (машинными метчиками). М.: Машиностроение, 1968. - 116 с.

68. Матвеев В.В. Нарезание точных резьб. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1978. - 88 с.

69. Матвеев В.В. Основы теории точности обработки резьб метчиками. -Дисс. . док. техн. наук. Челябинск: ЧПИ, 1970.

70. Медведицков С.Н. Высокопроизводительное зубонарезание фрезами. -М: Машиностроение. 104 с.

71. Меньшаков В.М., Урлапов Г.П., Середа B.C. Бесстружечные метчики. -М.: Машиностроение, 1976. 167 с.

72. Меньшаков В.М., Урлапов Г.П., Середа B.C. Анализ работы бесстружечных метчиков. В кн.: Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки. Сб. научн. трудов № 114. Челябинск: ЧПИ, 1972, с. 98-106.

73. Мирнов И.Я., Анпилогов O.A. Исследование влияния некоторых факторов на точность обработки резьбы метчиками с ведущими перьями. В кн.: Исследования в области технологии механической обработки и сборки машин. Тула: ТПИ, 1979, с. 155-159.

74. Мирнов И.Я., Анпилогов O.A. Работоспособность метчиков с блочным расположением режущих и ведущих перьев при использовании их на автоматных операциях. В сб.: Передовой производственный опыт. М.: ЦНИИНТИ, 1983, № 12, с. 37-38.

75. Мирнов И.Я., Анпилогов O.A. Патрон для нарезания точных резьб на токарных многошпиндельных автоматах и полуавтоматах. В сб.: Передовой производственный опыт. - 1982, № 4.

76. Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Загородский В.В. Метчик для нарезания точных резьб. Авт. свид. СССР. Опубл. в Б.И., 1981, № 45.

77. Мирнов И.Я., Гольдфельд М.Х., Загородский В.В. Патрон для нарезания точных резьб. Авт. Свид. СССР № 776774. Опубл. в Б.И., 1980, № 41.

78. Мирнов И.Я., Загородский В.В. Патрон для нарезания точных резьб. -Машиностроение, 1981, № 12.

79. Мирнов И.Я., Загородский В.В. Новые конструкции метчиков для получения высокоточных и качественных резьб. В кн.: Прогрессивные технологические процессы образования резьбовых соединений. Саратов: Изд-во Саратовского ун-та, 1980, с. 5-7.

80. Мирнов И .Я., Кузнецов В.П., Анпилогов O.A. Технологическое обеспечение и расчет наладок при нарезании резьб на токарных многошпиндельных автоматах. Обзор. М.: ЦНИИНТИКПК, 1989. 84 с.

81. Мирнов И.Я., Кузнецов В.П. Прогрессивная технология изготовления специальных резьбонарезных инструментов, применяемых в отрасли. Обзор. М.: ЦНИИТИКПК, 1990. 58 с.

82. Мирнов И.Я., Кузнецов В.П. Настройка привода резьбонарезания токарных многошпиндельных автоматов. Станки и инструмент, № 4, 1985, стр. 16-18.

83. Мирнов И.Я., Кузнецов В.П., Казаков И.В. Определение угла рабочего конуса выглаживающих элементов резьбообразующих инструментов. Станки и инструмент, 1989, № 10, стр. 27-28.

84. Мирнов И.Я. Метчик для высокоточных резьб. Машиностроитель, 1983, №5, с. 27.

85. Мирнов И.Я. Нарезание точных резьб большого диаметра в коротких отверстиях. В кн.: Технология машиностроения. Вып. 26. Тула: ТПИ, 1972, с. 39-52.

86. Мирнов И.Я., Номикоз В.А., Щурова A.B., Кузнецов В.П. Описание условий равновесия системы инструмент-патрон. В кн.: Прогрессивные технологии в машиностроении. Тематический сборник научных трудов. Челябинск: ЧГТУ, 1997, стр. 3-6.

87. Мирнов И.Я., Номикоз В.А., Кузнецов В.П. Новые конструкции метчиков для получения особо точных упорных резьб с длинойсвинчивания до 700 мм. I международная выставка: Машиностроение, Прогрессивные технологии. Челябинск, 1997, с. 47.

88. Мирнов И.Я Исследование силовых зависимостей при нарезании точных резьб метчиками с ведущими перьями. В кн.: Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки. Сб. научн. трудов № 178. Челябинск: ЧПИ, 1976, с. 54-56.

89. Мирнов И.Я., Щуров И.А. Нарезание высокоточных резьб на токарных многошпиндельных станках. (Теоретические основы, инструмент и технологическое оснащение). Челябинск: ЧГТУ, 1996. - 244 с.

90. Мирнов И.Я., Щуров И.А., Кузнецов В.П., и др. Свидетельство № 7356 на полезную модель: «Двухступенчатый метчик». 16.08.1998.

91. Миропольский Ю.А., Луговой Э.П. Накатывание резьб и профилей. М.: Машиностроение, 1976. - 176 с.

92. Моисеев A.B., Бобров В.Ф. Повышение производительности при нарезании крепежных резьб методом последовательных проходов. -Вестник машиностроения, 1975, № 8, с.82-83.

93. Морозенко О.В. Особенности нарезания резьбы метчиками в деталях из жаропрочных материалов. Вестник машиностроения, 1958, № 12, с. 4850.

94. Морозов Б В. Прогрессивные способы формообразованияя как основа новой технологии производства секторных деталей. Дисс. . докт. техн. наук. Тула: ТГТУ, 1993.

95. Никифоров А.Д. Точность и технология изготовления метрических резьб. М.: Высшая школа, 1963. - 108 с.

96. ОСТ 84-2370-87. Метчики машинные для нарезания точных резьб (М6.М27). Конструкция Утвержден организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. 46 с.

97. ОСТ 84-2369-87. Метчики автоматные для нарезания точных резьб. Конструкция Утвержден организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. 38 с.

98. ОСТ 84-1978- 89. Патроны резьбонарезные автоматные качающегося типа. Конструкция Утвержден организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. 59 с.

99. ОСТ 84-2029- 89. Патроны резьбонарезные автоматные плавающе-качающегося типа. Конструкция Утвержден организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И .Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. 48 с.

100. ОСТ 84-2410-89. Метчики для нарезания винтовых канавок большого шага. Конструкция Утвержден организацией п/я А-1228. Исполнители: Мирнов И.Я., Анпилогов O.A., Кузнецов В.П. и др. Согласовано с Госстандартом. 38 с.

101. Пашко Н.М. Совершенствование технологии обработки резьб метчиками в поточно-массовом производстве. Дисс. . канд. техн. наук. Челябинск: ЧПИ, 1983.-251 с.

102. Писаревский М.И. Накатывание точных резьб и шлицев. M.-JI.: Машгиз, 1963.- 180 с.

103. Писаревский М.И. Новый инструмент для накатывания резьб и шлицев. -M.-JL: Машиностроение, 1966.- 152 с.

104. Приходько В.П., Таурит Г.Э. Влияние различных схем формирования профиля резьбы на точность. В кн.: Прогрессивная технология формообразования и контроля резьб. Тез. докл. Всесоюзн. конфер. Тула: ТПИ, 1980, с. 34-35.

105. Ю9.Пушмин Б.М., Гостева Г.К Давыдов B.JI. Определение предельных значений «ломающих» подач при нарезании упорных резьб. В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического института, 1972, вып.26, с. 146-151.

106. Пушмин Б.М. Исследование многопроходного нарезания упорной резьбы Дисс. . канд. техн. наук. Тула: ТПИ, 1974. - 157с.

107. Развитие науки о резании металлов /Н.Н.Зорев, Г.И.Грановский, М.Н.Ларин и др./М.: Машиностроение, 1967. 415с.

108. Рождественский Л. А. Исследование силовых зависимостей при нарезании резьбы гаечными и машинными метчиками. Дисс. канд. техн. наук. М.: МВТУ, 1940.

109. Розенберг A.M., Еремин А.Н. Элементы теории процесса резания металлов. М.: Машгиз, 1956.

110. Рыжов Э.В., Андрейчиков О.С., Стешков А.Е. Раскатывание резьбы. -М.: Машиностроение, 1974. 122 с.

111. Рыкалин H.H. Расчет тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951.

112. Семенченко И.И., Матюшин В.М., Сахаров Г.Н. Проектирование металлорежущих инструментов. М.: Машгиз, 1962. - 952 с.

113. Сердюк A.A. Исследование процесса изготовления точных внутренних резьб резьбонарезными головками. Автореф. дисс. . канд. тенхн. наук, Киев: КПИ, 1982. - 16 с.

114. Силин С.С. Метод подобия при резании материалов. М.: Машиностроение, 1979, 152 с.

115. Снитко Н.К. Сопротивление материалов. Учебное пособие. . JL, изд-во Ленингр. ун-та, 1975 г., 368 с.

116. Сопротивление материалов. Под ред. акад. АН УССР Писаренко Г.С., Киев: Высшая школа, Головное изд-во, 1986 г., 775 с.

117. Сопротивление материалов. Под общ. ред. А.Ф. Смирнова, М.: Высшая школа, 1975 г., 480 с.

118. Справочник по элементарной математике. Под ред. член-корр. АН УССР Фильчакова П.Ф. -, Киев: Наукова думка, 1967, 442 с.

119. Султанов Т. А. Инструменты для образования резьб методом пластической деформации. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 60-92.

120. Султанов Т.А. Резьбонакатные головки М.: машиностроение. 1966. -135 с.

121. Такэи К. Точность и повышение скорости резьбонарезания. Пер. с японского. М.: ВИНТИ, перевод № 51562/5, 1968.-23 с.

122. Таурит Г.Э. Пуховский Е.С., Добрянский С.С. Прогрессивные процессы резьбоформирования. Киев: Техника, 1975. - 240 с.

123. Фрумин Ю.Л. Высокопроизводительный режущий инструмент. М.: Машиностроение, 1977. - 180 с.

124. Фрумин Ю.Л. Новое в резьбе и методах ее образования. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 115-122.

125. Фрумин Ю.Л. Резьба и промышленные способы ее получения. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 45-59.

126. Хостикоев М.Э. Кинематика накатывания резьб тангенциальными головками. Вестник машиностроения, 1977, № 4, с. 39-41.

127. Черный А.П. Основы выбора технологического варианта формообразования резьб большого диаметра в корпусных деталях. -Вестник машиностроения, 1980, № 10, с. 46-49.

128. Черный А.П. Технология производительной обработки резьб большого диаметра в корпусных деталях машин. В кн.: Прогрессивная технология формообразования и контроля резьб. Тез. докл. Всесоюзн. конфер. Тула: ТПИ, 1980, с. 12-14.

129. Шагун В.И. Выбор выгодных значений угла заборного конуса метчиков. Промышленность Белоруссии, 1968, №4, с. 15-18.

130. Шагун В.И., Фельдштейн Э.И. Методика анализа точности внутренних резьб. Известия высших учебных заведений. М.: Машиностроение, 1964, №4, с. 64-69.

131. Шагун В.И. Влияние геометрических параметров машинных метчиков на размеры резьбы, нарезаемой в стали. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. - М.: НИИМАШ, 1968, с. 151158.

132. Якушев А.И. Взаимозаменяемость, стандартизация и технические измерения. М.: Машиностроение, 1975. 471с. с илл.

133. Якухин В.Г. Накатывание резьб метчиками. В кн.: Резьбообразующий инструмент. Материалы конференции. М.: НИИМАШ, 1968, с. 196-200.

134. Ямников A.C., Кузнецов В.П., Якунин К.Н., Мирнов И.Я., Писарев В.М. Метчик для нарезания точных резьб. В кн.: Сборник трудов 3-ей международной технической конференции: Проблемы повышения качества промышленной продукции. Брянск, 1998, с. 188-189.

135. Ямников A.C. Научные основы повышения производительности точности нарезания резьб на тонкостенных деталях из труднообрабатываемых материалов. Дисс. . докт. техн. наук. Тула: ТПИ, 1983.- 532с.

136. Ямников A.C. Основы разработки высокопроизводительных процессов резьботочения. В кн.: Прогрессивная технология формообрабзования и контроля резьб. Тез. докл. Всесоюзн. конфер. Тула: ТПИ, 1980, с. 22-26.

137. Ямников A.C. Точность нарезания резьб методом последовательных проходов. В кн.: Исследования в области технологии образования резьб, резьбообразующих инструментов, станков и методов контроля резьб. Тула: ТПИ, 1979, с 5-15.

138. Don Wheeler. How to get most from taps. Cutting Tool Engineering. 1974, Ian/Feb., p. 5.7.

139. Gutshall Charles R. Getting the most from Your Collapsible Tool Mach and Tool Blue Book, 1979. № 9, p. 108-119.249

140. Nellis R. Tapping torgue requirements. American Machinist (Metalwork Manufacturing), 1962, № 15, p. 71,72.

141. Lorens G. On tapping Torgue and Tap Geomtry. CIRP Ann, 1980, № 1, p. 14.

142. Robert V. Mackenzie. Your selection guide to tapping screw. Product Engineering, 1964, Nov. 23, p. 80-89.1. УТВЕРЩАЮ Зам-луководителяг, т*$\п /581. Шщш, ^валев1. М " ¿И1990 г.