目標(biāo)和方法

　　研究項(xiàng)目IGF18517的目標(biāo)和方法如圖3所示。從最新的技術(shù)中可以看出，考慮到任何進(jìn)給角度的自動(dòng)確定芯片特性所需的計(jì)算方法已經(jīng)被開發(fā)出來。該方法允許在考慮任何進(jìn)給角度的情況下進(jìn)行基于特征值的滾合工藝設(shè)計(jì)。在理論研究中，利用擴(kuò)展的計(jì)算方法，分析了進(jìn)給角對(duì)鐵屑特性和相關(guān)刀具負(fù)載的影響。在隨后的飛切試驗(yàn)中，進(jìn)給角對(duì)刀具磨損的影響應(yīng)根據(jù)理論考慮的經(jīng)驗(yàn)來確定。為此目的，已經(jīng)對(duì)進(jìn)給階段的切削條件進(jìn)行了單獨(dú)的分析。

　　本報(bào)告著重于綜合考慮進(jìn)料和隨后的軸向加工與工件寬度的額外變化，以評(píng)估進(jìn)料隨全切削面積的增加或減少的影響。飛行切割試驗(yàn)和理論結(jié)論的結(jié)果將在齒輪滾軸試驗(yàn)中得到驗(yàn)證。為了這個(gè)目的，將根據(jù)研究過程的特征值，采用研究項(xiàng)目中開發(fā)的計(jì)算方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。所獲得的知識(shí)將結(jié)合在一種設(shè)計(jì)方法中，從而實(shí)現(xiàn)基于知識(shí)的進(jìn)給設(shè)計(jì)。

　　飛切試驗(yàn)

　　為了評(píng)價(jià)進(jìn)料和后續(xù)軸向加工的聯(lián)合影響，在飛切削試驗(yàn)中進(jìn)行了類比試驗(yàn)。除了進(jìn)給角的變化外，工件寬度和加工方向(和常規(guī)切割)也有所變化，以防止磨損行為的任何差異。

　　試驗(yàn)設(shè)置和刀具壽命預(yù)測(cè)

　　用于研究的刀具和工件的組合與以前類似，以單獨(dú)考慮進(jìn)給。如圖4。工件材料對(duì)應(yīng)于典型的齒輪合金鋼，縮寫為20MnCr5，具有細(xì)粒度、單形、鐵素體-珠光體結(jié)構(gòu)。工件的布氏硬度在工件表面測(cè)量，并根據(jù)DINENISO18265將抗拉強(qiáng)度轉(zhuǎn)換為Rm=630Mpa。類比測(cè)試模擬了一個(gè)3-開始，右旋滾刀的尖端直徑為=110mm和齒槽數(shù)ni=20。該刀具由粉末冶金高速鋼(PM-HSS)制造，并涂有市售的(Al、Cr)N。齒面和齒側(cè)的層厚度為=2.5um。切削的初始表面條件記錄在圖4的上部分。顯示了齒面和側(cè)面的粗糙度以及切邊半徑、K因子和切削情況。

圖4 試驗(yàn)中的工藝參數(shù)、刀具和工裝情況

　　試驗(yàn)是在干切割條件下在格里森-胡爾特P400齒輪滾軸機(jī)上進(jìn)行的。齒側(cè)磨損的最大寬度VBmax=120μm，最大磨損深度KTmax=100μm被定義為磨損標(biāo)準(zhǔn)。在齒高(TF)和齒長(LF)側(cè)面和齒頂間隙表面上記錄了測(cè)量齒面(RF)齒側(cè)磨損的寬度VB。。試驗(yàn)選擇ve=200m/min，最大齒頂鐵屑厚度根據(jù)hcumax，hoff=0.2mm。為了達(dá)到規(guī)定的最大鐵屑厚度，hcumax，hoff=0.2mm=0.2mm，所需的軸向進(jìn)料f為f=1.95mm。對(duì)于爬升切削試驗(yàn)，改變了工件寬度(b2=10mm、b2=30mm和b2=50mm)和進(jìn)給角(φ=0°和φ=90°)(圖5)。對(duì)于b2=30mm的工件，也在φ=45°下進(jìn)行了研究。

圖5 試驗(yàn)的時(shí)間和主要參數(shù)

　　在進(jìn)給階段的路徑進(jìn)給f中，考慮了進(jìn)給角φ，使得最大鐵屑厚度hmax相同。隨后的軸向加工。采用SPARTApro的擴(kuò)展計(jì)算方法確定相應(yīng)的路徑源。在這種情況下，軸向進(jìn)料的進(jìn)給速率為=1.95mm，徑向進(jìn)給的f為=0.75mm，φ=4.5°的f=為0.9mm。與爬升切削的研究相對(duì)應(yīng)，對(duì)常規(guī)切削的b2=30mm工件進(jìn)行了試驗(yàn)，否則工藝參數(shù)不確定。

　　除實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)外，不同變化的主要時(shí)間如圖5所示。φ=90°和φ=45°的工件寬度的加工時(shí)間為φ=0°的變形。根據(jù)最大鐵屑厚度，注入所需的加工時(shí)間，因此也進(jìn)行全加工時(shí)間隨著進(jìn)給角的增加而持續(xù)減少。徑向軸向工藝控制的加工時(shí)間為考慮試驗(yàn)點(diǎn)軸向工藝加工時(shí)間的80%~90%。這表明了提高工藝生產(chǎn)率的潛力。

　　通過對(duì)進(jìn)料孤立影響的研究，確定了可承載累積切削長度lculim與平均鐵屑厚hculim之間的線性相關(guān)性，對(duì)后續(xù)實(shí)驗(yàn)的刀具壽命預(yù)測(cè)進(jìn)行了分析。根據(jù)工件寬度b，使用SPARTApro確定了幾何參數(shù)hcum和lcukum(圖6)。

圖6 刀具壽命

　　根據(jù)平均鐵屑厚度hcum，可承受的累積切削長度lculim也可以從圖2中的圖表中提取，或者，如果回歸參數(shù)a和b已知，則根據(jù)公式3計(jì)算。通過在公式4中插入確定的參數(shù)，可以根據(jù)公式5確定刀具壽命N，以及基于加工長度L，以下表示為刀具壽命L。

　　對(duì)于軸向和徑向軸向過程控制的試驗(yàn)，在工件寬度上繪制預(yù)測(cè)刀具壽命。工件寬度為b2=10mm，軸向型刀具壽命最長，Lprog=為21m，軸向型Lprog=為25m。隨著工件寬度的增加，預(yù)計(jì)刀具壽命逐漸降低到b2=30mm的Lprog=15m或Lprog=18m，b2=50mm的Lprog=14m或Lprog=16m。對(duì)于所有情況，由于平均鐵屑厚度hcum較低，徑向-軸向變體的預(yù)測(cè)刀具壽命都高于軸向變體。

　　飛切試驗(yàn)的探討

　　圖7顯示了在φ=0°和φ=90°條件下，使用b2=30mm的爬升切削試驗(yàn)的磨損曲線。根據(jù)最大鐵屑厚度設(shè)計(jì)進(jìn)給，達(dá)到KTmax=0.1mm，試驗(yàn)結(jié)束。記錄的前端和后側(cè)面以及刀具尖端的磨損曲線顯示了徑向和軸向變體在定性和定量上相似的曲線。尖端間隙表面的側(cè)面磨損的寬度是一個(gè)例外。在刀具壽命從L=5m到L=7.7m時(shí)，徑向變體尖端的側(cè)面磨損寬度從VB=40mm增加到VB=80mm，這是由于前沿的隨機(jī)斷裂。隨著測(cè)試的繼續(xù)進(jìn)行，線性磨損沒有進(jìn)一步加大，而是突然損壞。與對(duì)進(jìn)給面積的孤立影響的研究相比，無法確定進(jìn)給策略對(duì)刀具磨損的顯著影響。這可以解釋為，隨著工件寬度的增加，全切削面積的比例不斷增加，進(jìn)給的影響也相應(yīng)減小。

圖7 根據(jù)最大鐵屑厚度和最大0.2mm設(shè)計(jì)進(jìn)給的軸向和徑向-軸向過程控制(b=30mm)的磨損行為

　　b2=50mm齒輪的試驗(yàn)結(jié)果也支持了進(jìn)料的影響隨工件寬度的增加而減小、軸向和徑向-軸向過程控制的磨損特性差減小的現(xiàn)象。圖8顯示了使用b2=50mmforφ=0°和φ=90°的爬升切削試驗(yàn)工具的磨損發(fā)展。定性地說，這些變化的磨損行為幾乎沒有區(qū)別。定量地說，由于齒頂間隙表面和側(cè)面上的初始磨損有偏差，曲線之間存在差異。

　　在加工較窄的工件時(shí)，磨損行為的差異應(yīng)更明顯。到目前為止，這還沒有得到證實(shí)，因?yàn)樵趯?duì)b2=10mm工件的研究中，由于刀具尖端的意外斷裂，刀具達(dá)到了壽命的結(jié)束。這些檢驗(yàn)必須在未來重復(fù)進(jìn)行，以驗(yàn)證或偽造假設(shè)。

　　磨損研究中對(duì)進(jìn)給和軸向加工聯(lián)合影響的刀具壽命所確定的刀具壽命如圖9所示。在軸向和徑向軸向過程控制中，刀具壽命相對(duì)較低，為7.4m<l<8.8m后，加工寬度為b2=10mm的工件，導(dǎo)致刀具尖端斷裂導(dǎo)致刀具故障。當(dāng)用b2=30mm加工工件時(shí)，徑向軸向策略實(shí)現(xiàn)了相同的工具壽命，l=為14.4m作為軸向過程控制，同時(shí)提高了生產(chǎn)率。< p=""> </l<8.8m后，加工寬度為b2=10mm的工件，導(dǎo)致刀具尖端斷裂導(dǎo)致刀具故障。當(dāng)用b2=30mm加工工件時(shí)，徑向軸向策略實(shí)現(xiàn)了相同的工具壽命，l=為14.4m作為軸向過程控制，同時(shí)提高了生產(chǎn)率。<>

　　與預(yù)測(cè)的刀具壽命Lprog=15m或Lprog=18m相比，在實(shí)驗(yàn)中獲得的刀具壽命較低。此外，在徑向和徑向軸向變體之間，不能確定刀具壽命的差異。采用φ=45°進(jìn)料角設(shè)計(jì)，L=11.8m的工具壽命更低。常規(guī)切削加工可提高刀具壽命。而軸向進(jìn)料的品種刀具壽命為L=17m，而在徑向軸向過程控制下，所有L=為19.6m的品種刀具壽命最大。然而，由于切削邊緣斷裂導(dǎo)致的刀具過早失效，一種對(duì)角線-軸向的機(jī)械加工策略導(dǎo)致了實(shí)驗(yàn)的失敗。隨著工件寬度從b2=30mm增加到b2=50mm，記錄了工具壽命的下降。這一結(jié)果也符合之前進(jìn)行的工具壽命預(yù)測(cè)。與預(yù)測(cè)相比，試驗(yàn)中確定的刀具壽命低于預(yù)測(cè)，軸向變體的刀具壽命高于徑向軸向變體的刀具壽命。

　　為了驗(yàn)證可承受的累積切削長度lculim與平均鐵屑厚度hcum的線性相關(guān)性，根據(jù)方程4和方程5，將變量的獨(dú)立刀具壽命L轉(zhuǎn)換為可承受的累積切削長度lculim，并繪制在相應(yīng)的平均鐵屑厚度圖上。在這種情況下，可承受的累積切削長度lculim也與平均鐵屑厚度hcum相關(guān)(圖10)。由于故障而失敗的刀具被排除在評(píng)估之外。

　　與進(jìn)給角的孤立影響研究相比，回歸線顯示出不同的斜率和縱坐標(biāo)段。這就解釋了實(shí)驗(yàn)中刀具的使用壽命低于預(yù)期。研究中確定的可承受的累積切削長度降低，可以解釋為工件強(qiáng)度為20MnCr5，抗拉強(qiáng)度Rm≈為630MPa。在之前的試驗(yàn)中，機(jī)加工了一種抗拉強(qiáng)度為R≈550MPa的16MnCr5滲碳齒輪鋼。

　　根據(jù)特征值，可以更精確地分析飛切試驗(yàn)中確定的刀具壽命。工件寬度的增加導(dǎo)致厚度和芯片長度近似于相應(yīng)的最大值，這在全切割中存在(另見圖6)。這意味著較寬的工件的載荷高于沒有或幾乎沒有任何完全切割區(qū)域的工件。這就解釋了寬工件(b2=50mm)比窄工件(b2=30mm)的刀具壽命更短。

　　通過調(diào)整進(jìn)料角度或加工方向，在加工過程中，穿透力的幾何形狀會(huì)發(fā)生變化。這導(dǎo)致了切削性能的變化，由此產(chǎn)生的刀具負(fù)荷，從而影響刀具壽命。結(jié)果表明，本文研究的過程變量、進(jìn)給角、加工方向和工件寬度，僅間接影響刀具壽命。機(jī)械加工策略和工件寬度的變化會(huì)導(dǎo)致幾何穿透比的變化，從而導(dǎo)致刀具載荷的變化。哪種過程策略導(dǎo)致了這些條件的形成是次要的。

　　了解可承受的累積切削長度lculim與平均鐵屑厚度hcum的線性相關(guān)性，可以根據(jù)刀具壽命設(shè)計(jì)切削工藝。可承受的累積切削長度lculim可以通過圖表以圖形方式確定，也可以根據(jù)公式3計(jì)算。系數(shù)a和b將在磨損研究中通過經(jīng)驗(yàn)來確定，例如在飛行切削試驗(yàn)中。利用SPARTApro制造模擬軟件，可以數(shù)值推導(dǎo)出平均芯片厚度hcm。公式4和公式5可用來計(jì)算。為了達(dá)到這個(gè)目的，必須知道每個(gè)間隙的累積鐵屑長度，這可以用SPARTApro模擬確定。