【機械類畢業(yè)論文中英文對照文獻翻譯】滾齒機上硬質(zhì)合金刀具疲勞性斷裂調(diào)查

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滾齒機是一個具有高靈敏度并采用大規(guī)模生產(chǎn)外部齒輪的生產(chǎn)工具。然而，切削滾銑刀復(fù)雜的形狀造成了它幾乎完全用高速鋼作為刀具材料。高速鋼的切削性能有限，即使是涂層高速鋼，也限制了高速鋼的切削速度和現(xiàn)代數(shù)控滾齒機工具的充分利用。硬質(zhì)刀具的應(yīng)用被視為一個代替現(xiàn)代生產(chǎn)的潛在要求。在以前的滾齒機實驗調(diào)查中，所謂的飛滾銑刀應(yīng)用是在齒輪上用指定的硬質(zhì)合金刀具的切削性能進行加工。這些實驗徹底的表明，裂縫是沒法預(yù)料的，可能會在某個切割情況下導(dǎo)致整個刀具的早期失效。為了解釋這些失敗的原因，運用先進的軟件工具開發(fā)了一個切削加工工序的FEM模型,能夠確定滾齒機上的切屑物和切削力。這些計算結(jié)果闡述了機制并且證明他們和實驗結(jié)果是一致的。本文的第一部分為各種切割案件運用了驗證參數(shù)化FEM模型，表明了切齒能夠?qū)е缕谖ｋU。第二部分進一步說明了不同的技術(shù)和幾何參數(shù)對刀具壽命的影響。因此，通過切削參數(shù)的適當(dāng)選擇啟用優(yōu)化切削工序，它可以消除硬質(zhì)合金切削刀具的危險，從而達到令人滿意的成本效益。 1. 簡介 考慮到在生產(chǎn)力和實現(xiàn)成本效率的增加,高速切削的應(yīng)用被認為是最強大的生產(chǎn)策略。然而，盡管高精密數(shù)控滾齒機加工工具不斷進化，但高速切削在齒輪制造業(yè)尚未實現(xiàn)。最主要的原因是幾乎完全用高速鋼作為滾齒刀具材料，在高速鋼滾刀上應(yīng)用的涂層技術(shù)顯著提高了工具的切割性能。然而，由于高速鋼切割速度的限制，即使是在100-150m/min上的涂層，也低于現(xiàn)代化生產(chǎn)的要求。此外，干切削不適用于涂層或涂層高速鋼工具，這不符合當(dāng)前的世界各地的環(huán)境發(fā)展趨勢。即使帶有涂層高速鋼工具的干式切削，切削參數(shù)的選擇也限制了效率和滾齒機工具的切割性。 切削滾刀最適合的替代材料來自在大規(guī)模生產(chǎn)廣泛應(yīng)用的刀片硬質(zhì)合金等，盡管滾齒機工具的幾何形狀復(fù)雜，但可以通過硬質(zhì)合金來實現(xiàn)。硬質(zhì)合金工具的成本增加很攤銷，無疑相對于磨損來說高速鋼比較有優(yōu)勢。然而，脆性硬質(zhì)合金可能會引起疲勞失敗的早期階段，由于連續(xù)芯片生產(chǎn)發(fā)生在滾齒機上。這種現(xiàn)象在特殊切割實驗[1,2]中有重大的發(fā)現(xiàn)。這些失敗收益率差歸于硬質(zhì)合金刀具的磨損性能，因為它們的外觀使整個滾齒機工具失靈。脆性疲勞失效通常在不同的切削刀具上產(chǎn)生，而且會選錯切割參數(shù)。 圖1 在不同工件位置間的切屑形成與典型切屑 圖2 從流程圖到FRSFEM圖 本文講了在滾齒機工具上的定量分析，旨在解釋工具早期疲勞失敗計算。為了完成這一任務(wù)，使用了特殊的軟件工具，這能形成切屑機制并得到精確計算的切割組成部分。最后，參數(shù)化有限元模擬切削齒的發(fā)展對各種案件和切割工藝參數(shù)形成了工具應(yīng)力場，應(yīng)力結(jié)果與刀具材料現(xiàn)有的力學(xué)性能相比較，并用這樣的方法規(guī)定他們的疲勞期望。因為這將是提出計算結(jié)果與實驗的是一致的有利解釋，證明了有限元模型的利用和分析的有效性。此外，本文第二部分中提出的參數(shù)分析闡述了各種日常工具的切削參數(shù)的影響，使幾乎每一個具體的削減情況得到優(yōu)化。 2. 滾齒機上的幾何芯片與切削力成分 圖1是滾齒機的原理圖。齒輪是在單獨的GP下用工具連續(xù)穿透形成一個個齒而制造出來的，這是復(fù)雜的運動學(xué)，很難被模仿。此外，根據(jù)齒輪差距之間工具位置，一些循環(huán)的立場是用來描述產(chǎn)生的相應(yīng)位置。一個決定性因素決定了的工具的行為是切屑形成機制，這也很復(fù)雜.由于復(fù)雜的切削運動,所以每個芯片類型負責(zé)某些切削力組件，那樣有助于整體切削負荷。這芯片被插入數(shù)字相同的各種發(fā)電場的底部。 數(shù)學(xué)模型為發(fā)電場量化為每個切屑形成是現(xiàn)在明確規(guī)定和廣泛用于[ 3-10] 的。這些模式都進一步用來預(yù)測切削力元件的過程中表現(xiàn)出對工具壽命的顯著影響力。在FRSWEAR模型的配合下，考慮到它的可制造性，符合工藝技術(shù)的刀具及工件和切削運動[11-13]，滾齒機的芯片模擬尺寸都出于制造的角度。在本文中這種有限元模擬滾齒機新模塊已添加到FRSWEAR模型里。圖2是這種新模塊FRSFEM的結(jié)構(gòu)。上述插入數(shù)據(jù)交互使用現(xiàn)代的軟件環(huán)境，對滾齒機運動學(xué)的具體的削減情況有著有利的數(shù)學(xué)描述。未經(jīng)芯片交叉部分的發(fā)展的前沿決定著每一步。切削力組件部分可在這個階段確定，因為它們依賴于芯片尺寸和實驗測定常數(shù)[14-17]。使用這些切削力，在滾齒機上使用的工具就能確定。除了這些輸出FRSWEAR模型能夠預(yù)測該工具磨損的進展情況，并提出適當(dāng)?shù)臐L刀切割數(shù)據(jù)，為了達到甚至高于歷屆切削齒[18]的發(fā)展。整個軟件具有開放和模塊化結(jié)構(gòu)，提供了帶有互動通信的數(shù)據(jù)輸入和結(jié)果輸出的圖形用戶界面。 FRSFEM模型在一定生產(chǎn)情況下產(chǎn)生的典型現(xiàn)象如圖3所示。切削齒滲透后整個剩余部分完全的呈現(xiàn)出來。那個模型具有旋轉(zhuǎn)和移動路徑的特殊坐標(biāo)系工具，這一立場的離散在各種發(fā)電循環(huán)場顯現(xiàn)在這個圖上。這些相同數(shù)字的平均值表明，芯片分布沿著的連續(xù)循環(huán)場發(fā)展延伸。根據(jù)旋轉(zhuǎn)部分計算出所需要的數(shù)值，它也是一個可變參數(shù)。在工具協(xié)調(diào)系統(tǒng)下切削力的計算部分在圖3的右半部分提出。所有這些結(jié)果都存儲在每一個適當(dāng)?shù)牟糠?，即需要形成一個齒輪差距。 圖3 個別位置切削力組成部分的測定 圖4 在FRSFEM程序下滾刀齒的FEM模 盡管事實說明滾齒機在FRSFEM模型分析下可以得到復(fù)雜的運動學(xué)，但實驗程序是很復(fù)雜的。原因就是每個切割齒切割一定的部分并且連續(xù)循環(huán)滲透到工件的每一個齒，由于重復(fù)同樣軸向進給速度的程序。因此，一些切割齒常隨著芯片的尺寸的削減和受到高切削從而導(dǎo)致?lián)舸?。由于這個原因，包括劣質(zhì)工具的使用，這一切削過程的實驗研究變得更加困難。另一方面，完整的幾何工具的復(fù)雜性讓他們把機器刀具主軸拆卸和隨后的試驗評價很難。 由于這些原因，為了提高實驗效率并促進測試結(jié)果的評價，用帶有一個切削齒的工具進行實驗，即所謂的飛滾銑刀。在這種制造技術(shù)里，把切割工具改為圓柱形手柄，這樣切削齒就很容易安裝和拆卸。切削齒的幾何尺寸對應(yīng)嚴(yán)格按照3972標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定[19]。這種做法準(zhǔn)確地描述了滾齒機的來源。兩個完整的切削齒的不同模擬了第二個來源。這樣做的目的是讓一個已產(chǎn)生位置的與另外一個分離，有能力全面的研究他們對刀具磨損失效的產(chǎn)生和進程的影響。因此，每個工具切削每個產(chǎn)生的位置，這是考慮到目前的分析，這將做進一步的解釋。 3. 切削齒的FEM模和機械性能 為了確定滾齒機上齒輪的受力部分，將用現(xiàn)代CAE技術(shù)進行計算。之所以選擇FEM分析軟件計算壓力,工件復(fù)雜的幾何形狀,進程運動學(xué)，以及高度可變切削力組件, 是因為考慮到所涉及的參數(shù)數(shù)量，使用參數(shù)辦法可以產(chǎn)生一種靈活和重現(xiàn)模式。圖4是切削齒建模策略。該模型通過ANSYS參數(shù)化設(shè)計語言建立在參數(shù)方面，模塊利用ANSYS有限元分析的?代碼。整個幾何切割工具和直徑作為模塊的功能按照DI N3792標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范制造，因此，把這些條件參數(shù)模擬成日常用的，還考慮到工具清除角度和厚度。由于復(fù)雜的牙齒結(jié)構(gòu)，利用一個自下而上的建模策略，正如它在相同的數(shù)字圖中提出的。特此確定要點，線，區(qū)域和數(shù)量的順序，從而形成了三維實體模型這種方式。 該模型由六個面組成，以便靠近工具工件接觸區(qū)和遠離這些地區(qū)的粗網(wǎng)嚙合。這樣一來，適當(dāng)分配現(xiàn)有的計算機資源，從而增加了FEM計算的準(zhǔn)確性。節(jié)點密度也因參數(shù)優(yōu)化的目的作為一個變量。優(yōu)化模式包括2 內(nèi)容，以嚙合這種方式表現(xiàn)出來（見圖4右邊）。在一個密集的網(wǎng)格里更多的內(nèi)容也無法提高計算精確度，因為CPU的解決時間是無法得到增加。切削力組件適當(dāng)分布到節(jié)點在圖3中解釋，考慮到芯片 圖5 硬質(zhì)合金刀具材料的靜態(tài)和疲勞性能 的壓縮比，使用特殊的APDL語言例程，包括每個節(jié)點[20]的幾何位置。該模型是具有彈性的，因此，它只需要工具的彈性模量和泊松常數(shù)。 上述力學(xué)性能的有限元也是變量，允許高速鋼和硬質(zhì)合金刀具的適用性。在本次分析里ISO-P 40硬質(zhì)合金中的力學(xué)性能被使用到該模型中。圖5總結(jié)了這種材料的靜態(tài)和疲勞性能。左邊的圖大部分展示硬質(zhì)合金的硬度鈷含量[21]的比較。通過細粒度P 40硬質(zhì)合金的計算分析證明符合本實驗數(shù)據(jù)。出于這個原因，從這個圖到1430的高壓值發(fā)現(xiàn)維氏硬度這種材料。此值，包括這種材料的塑性變形抵抗，可用于確定其靜態(tài)應(yīng)力限制，考慮到脆性材料這一脆度等于金字塔硬度的三分之一[22,23]。另一方面，圖5左邊的表說明了硬質(zhì)合金疲勞極限，也作為其鈷含量[21]的功能 。即載入108個周期,細化P 40硬質(zhì)合金的連續(xù)耐力植等于83 N/mm2 。 圖6 切削力和Mises應(yīng)力在滾刀齒上的分布 對于特殊材料的靜態(tài)和疲勞應(yīng)力限制也適用于Woehler圖，正如圖5中間的一張表格所示。考慮到目前分析的目的，此圖的橫坐標(biāo)表示的是連續(xù)削減中的周期數(shù)。當(dāng)壓力上升到一定值的時候，我們就可以從這張圖確定其周期，也就是說連續(xù)削減的數(shù)量，這是用P 40 硬質(zhì)合金做出的工具將預(yù)制定一個疲勞失效機制。 這也是檢查FEM模型效率的一個很好的工具。實驗證明，在一些切削情況下切削量是導(dǎo)致工件失敗的原因，在Woehler圖里的壓力值必須符合FEM模的計算。 最初的模型是用于計算每個對實驗結(jié)果有用的位置間的切削力?？紤]到要描述每個產(chǎn)生位置在連續(xù)循環(huán)位置上細分，這是合理的解決循環(huán)位置形成更大的切屑部分，因此削減負荷更大。圖6說明某些的位置在上升和均衡方向的削減情況的計算方法。左上圖顯示被檢測部位的循環(huán)位置的計算。相應(yīng)的切削力的工具刀面適用于該模型，并在同張圖的中間顯示出來。很明顯，切削力組件允許生產(chǎn)切屑的形成。具體的削減情況下解決方法提出了切削齒的變形,這也顯示在同張圖的左下部分。 4. 計算和實驗有關(guān)的結(jié)果 FEM模型進一步用來計算之前提到的每個特定位置切削力的過程。圖7左邊總結(jié)了計算結(jié)果，其中在三個臨界位置介紹了最大von Mises力。在起始和最后之間的過渡區(qū)域領(lǐng)分別表示工件首尾兩端的應(yīng)力值。應(yīng)力結(jié)果表明最危險的地區(qū)是切削刀具的 圖7 在個別位置的最大應(yīng)力和滾刀和切削齒的疲勞預(yù)測 尾刀面。應(yīng)力的變化是由于芯片不相同尺寸所造成的不平衡區(qū)域，并且工件兩側(cè)與工具頭之間產(chǎn)生碰撞。正如之前飛滾銑刀連續(xù)軸向進給實驗結(jié)果所述。因此，切削齒在每個一定的位置切削，就有對應(yīng)的應(yīng)力圖。 評價實驗結(jié)果時，必須強調(diào)對集中疲勞負載進行理論計算[24]。當(dāng)前應(yīng)力切削情況相對應(yīng)于同一張圖的橫線部分，也就是等于3100 N/mm2 。 本次切割中提出的硬質(zhì)合金刀具做出的實驗結(jié)果在圖7的右半部分，就是過渡區(qū)域和工作齒輪OLC兩側(cè)的磨損的對應(yīng)圖[1]。圖7可以說明切削刃在過渡區(qū)早期失效后實驗就已經(jīng)結(jié)束。OLC可以輕易的知道連續(xù)切割傳動比，切割速度和適用軸向進給的數(shù)據(jù)。對于這種情況，OLC 對應(yīng)于4050連續(xù)切割相當(dāng)于85毫米。在使用Woehler圖里的刀具材料下，那個計算結(jié)果和實驗結(jié)果在圖7中進行了比較，此圖所得到的切割數(shù)據(jù)接近2960N/mm2 的應(yīng)力，是大約計算結(jié)果的4 ％以上 。 這種差異是完全合理的，不能包括FEM模型預(yù)期的算術(shù)錯誤和其他因素。 在反向滾齒機中，在過渡區(qū)整體切割磨損的結(jié)果在圖8中[1]。對于這種情況，OCL相對于31950連續(xù)切削等于710 毫米。計算結(jié)果和實驗結(jié)果之間的比較指出,取得了相當(dāng)于2450 N/mm2應(yīng)力的一些切削數(shù)據(jù)，是大約計算結(jié)果的6 ％以上。 該法還適用于其他各領(lǐng)域的切割也包括實驗研究。在此，圖9說明在同一臺切割滾齒機上加工的兩個芯片的典型變化，，即均衡和反向之一。這一數(shù)字的每個部分說明了兩個不同方面芯片的發(fā)展。對于具體循環(huán)的立場，這些芯片更小的圖表用來解釋了工具被切削掉的部分。這些圖表之間的關(guān)系是顯而易見的。例如，在左上角的對圖 圖8 切削齒的疲勞預(yù)測和反方向銑削 表，循環(huán)的位置從尾翼上部分產(chǎn)生芯片，再在該工具頭的三分之一處終止。 因此，該模型在同一區(qū)域都受到切削組件影響。 FEM仿真刀具在上述各領(lǐng)域的情況下得到的結(jié)果插在圖10里 。左邊的圖表說明了連續(xù)均衡的方向von Mises的應(yīng)力分布。關(guān)鍵區(qū)域也同樣在圖7提到。實驗過程中顯示從—17到—9。根據(jù)計算得出的結(jié)果，他們的水平或多或少沒達到預(yù)期所希望的那樣。同樣的切削條件，而危險區(qū)從6到15，這也符合的實驗結(jié)果[1]。 實驗和計算結(jié)果比較表明，發(fā)達國家模型制作適當(dāng)?shù)哪M滾刀切削齒。評價計算的應(yīng)力場設(shè)法解釋早期疲勞失敗硬質(zhì)合金滾刀齒計算。是否有足夠的FEM建模策略也證明實驗結(jié)果。審定的模擬使我們能夠進一步擴大削減切割計算，而不需要艱苦的實驗工作。這樣的工具可以預(yù)見工件組合的一切可能的變化,包括切削材料和切削條件。 出于這一目的第二部分提出了一種參數(shù)分析這種互動，這可能有助于優(yōu)化每個切削條件。通過這種方式，無疑硬質(zhì)合金工具的磨損性能可以利用，通過避免切割條件，導(dǎo)致無法預(yù)料的早期工具疲勞失效。 圖9 切屑和切削力在均衡和反方向上的分布 5. 結(jié)論 在這項工作中硬質(zhì)合金滾刀的早期疲勞失效實驗，借助數(shù)值分析和軟件工具。FRSFEM 模型的應(yīng)用能為每次切割測定芯片和切削力組件。FEM滾刀齒幾何的模擬產(chǎn)生了可靠的固體模型，能夠計算出發(fā)生在滾齒機與硬質(zhì)合金工具精確的應(yīng)力應(yīng)變場。該模型可用于工具的實驗\結(jié)果。因此，通過計算應(yīng)力及力學(xué)性能的刀具材料，我們可以估計刀具的預(yù)期壽命和切削條件以避免出現(xiàn)早期斷裂。該模型能夠使我們?yōu)楣ぞ吆凸ぜ慕M合建立一個最佳切削條件的數(shù)據(jù)庫。 圖10 滾齒機刀具裂縫和反方向的關(guān)鍵位置 6. 命名 GP = Generating Position RP = Revolving Position HV = Vickers Pyramid Hardness [daN/mm2] TRS = Traverse Rapture Strength FEM = Finite Elements Method TF = Cutting tooth Trailing Flank LF = Cutting tooth Leading Flank H 5= Cutting tooth Head OCL = Overall Cutting Length [mm] sA = Axial feed [mm/rev] t = Cutting depth [mm v = Cutting speed [m/min] m = Work gear and hob tool module [mm] ni = Number of hob columns z1 = Number of hob origins z2 = Number of work gear teeth d2 = External work gear diameter [mm] b2 = Gear helix angle [°] Fi j = Force component at direction i of coordinate system j[N] SEQV = Von Mises Equivalent Stress [N/mm2] Sy = Yield Strength [N/mm] 參考文獻 [1] Sulzer, G., 1971, ‘‘Leistungssteigerung bei der Zylinderradherstellung durch genaue Erfassung der Zerspankinematik,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. 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