C620 機(jī)床傳動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)
附錄 1 外文翻譯
第十四屆可持續(xù)制造全球會(huì)議，GCSM 3-5 2016 年 10 月，南非 Stellenbosch
由于不同的機(jī)器操作、切割材料和相應(yīng)的銑床的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，需要大范圍的主軸速度。 現(xiàn)代機(jī)床偶爾配備兩個(gè)主軸以覆蓋更廣泛的應(yīng)用范圍，特別是在提高類似鋁合金一樣的 軟材料切削速率時(shí)，過時(shí)的機(jī)床不能提供高的主軸轉(zhuǎn)速。主軸速度增加（SSI）是可能 的解決方案，以便靈活地提高銑刀的切削去除率。本文研究了 SSI 在不同銑床上的應(yīng)用， 以及在資源和能源效率方面的研究現(xiàn)狀。因此，基于各自的加工操作、主軸輸入和銑床， 提供了一種選擇方法來證明現(xiàn)有 SSI 應(yīng)用的可行性。這使得在理論基礎(chǔ)上估算可持續(xù)效益。
為了開發(fā)一種資源有效的升級傳統(tǒng)銑床的方法，作者提出了在協(xié)作研究中心（CRC） 1026 B5 項(xiàng)目中應(yīng)用附加組件的方法。這個(gè)方法的目的是以靈活的方式增強(qiáng)各自機(jī)床的特定功能。 圖 1 示出了 X 和 Y 平面[1] 中的銑床（ thereafter: FP4 ）。
Fig. 1. Deckel FP4NC 銑床 (a) 增加精度的附加裝置; (b) 增產(chǎn)附加裝置
命名法
ae
切削寬度
高速加工（HSM）在汽車、飛機(jī)和模具工業(yè)中起著至關(guān)重要的作用。通過增加主軸 轉(zhuǎn)速，實(shí)驗(yàn)切削力和溫度的降低已被實(shí)驗(yàn)觀察到[2]?？蛇_(dá)到的切削去除率主要在 QW＝ 150～1500 cm 之間，切削速度 Vc 達(dá)到 10000 min -1 達(dá)到[2]。切削條件對降低能耗、提高加工效率起著重要作用?；醿?nèi)賈德等。比較了在不同的切削條件下，過時(shí)的 FP4 和新的DMG DMU50 銑床的能耗。目的是確定影響不同工具、工藝和材料可達(dá)到的去除率的因素。結(jié)果表明，特別是在精加工過程中，最大可能的主軸轉(zhuǎn)速是最大可達(dá)到的去除 率的瓶頸?？傊l(fā)現(xiàn)在切削操作中，過時(shí)的機(jī)床具有比 40%更高的比能耗。由于最大主軸轉(zhuǎn)速和主軸功率的限制，過時(shí)的機(jī)床不能達(dá)到更高的去除率。在加工材料方面，能 量效率進(jìn)一步受到限制，這允許比 FP4 提供的更高的切削速度，例如鋁合金〔3〕。
12
ap
切削深度
D
刀具直徑
Fcmz
平均切削力
fz
每齒進(jìn)給量
hm
平均厚度
κ
壓力角
kc
切削力
K
矯正因子（Kv：切削速度，KVer:：刀具磨損 Kγ :：切屑厚度）
m
斜率
n
主軸轉(zhuǎn)速
φ s
切削角
Q
切削去除率
z
齒數(shù)
為了提高加工效率,一系列工作開始展開。Rangalajand 和 Dornfeld 進(jìn)行了一個(gè)案例研究，以確定一個(gè)最佳角度的面銑削和粗加工[4]。通過對動(dòng)能回收系統(tǒng)（KER）的仿 真，提出了一種提高機(jī)床能效的有效方案，仿真結(jié)果表明，KER 的使用可減少 5～25%的功耗（5）。石棉實(shí)驗(yàn)測量了切削條件對功率消耗的影響。通過改變切削速度、進(jìn)給速 度、徑向和軸向切削深度，端銑刀的功耗降低了約 40%。[6]
為了提高傳統(tǒng)機(jī)床的主軸速度，可以通過所謂的 SSI 靈活地升級，參見圖 2。這些SSI 要么由機(jī)床主軸驅(qū)動(dòng)，要么作為機(jī)械變速器工作，或者它們由集成流體或電驅(qū)動(dòng)來驅(qū)動(dòng)。
在他們的文章中，薩爾加多和阿隆索描述了高速加工機(jī)械 SSI 的設(shè)計(jì)過程[7]。其目的是通過一個(gè)乘法器齒輪箱升級一個(gè)傳統(tǒng)的機(jī)床。為了通過機(jī)械傳動(dòng)增加主軸速度， 使用了四構(gòu)件行星齒輪系（PGT）（圖 2）。在減小各自設(shè)計(jì)方案的體積和動(dòng)能的同時(shí)， 實(shí)現(xiàn)了大于 1:10 的速度比。
圖 2.SSI（a）機(jī)械傳動(dòng)； （b）流體驅(qū)動(dòng)（冷卻劑和空氣）[7，9]
除了提高主軸速度 Yamanaka 等其他人采用楔形滾子牽引傳動(dòng)改善表面粗糙度。此外，所設(shè)計(jì)的SSI 能夠通過壓電薄膜[8]定量地測量切削力。
應(yīng)用流體驅(qū)動(dòng)主軸對大型機(jī)床進(jìn)行改造，拓寬了應(yīng)用范圍。因此舒伯特等人提出一 種用于半精加工、精加工和微銑削工藝的冷卻劑驅(qū)動(dòng)主軸[9]。特別是對于加工模具和 模具，需要高主軸功率和精加工操作的粗加工過程的組合，其中需要高主軸速度，可以 通過冷卻劑驅(qū)動(dòng)的主軸。對于一個(gè)示例性的渦輪部件，結(jié)果表明制造時(shí)間可以減少約75%。
正如前面所討論的，SSI 的應(yīng)用受到所需切削功率的限制。因此，考慮了不同的切削參數(shù)（刀具直徑、工件材料和切削速度），以估計(jì)所需的切削力、功率和可實(shí)現(xiàn)的切 削去除率。所有的數(shù)值都是通過計(jì)算估算的，在機(jī)械加工試驗(yàn)中沒有得到檢驗(yàn)。沒有或 具有機(jī)械SSI 的過程的值取決于所使用的機(jī)器。這意味著只有 FP4 銑床的結(jié)果是有效的。它的最大主軸速度為 N＝3150/分鐘，并作為過時(shí)的傳統(tǒng)銑床的典型例子。重點(diǎn)介紹了三種 SSI 模型：機(jī)械式、空氣驅(qū)動(dòng)式和冷卻劑驅(qū)動(dòng)型 SSI。對于每種類型，已經(jīng)選擇了一個(gè)例子進(jìn)行比較。機(jī)械齒輪的傳動(dòng)比為 5。空氣驅(qū)動(dòng)的主軸提供 N＝40000/分鐘的轉(zhuǎn)數(shù)和N＝30000/分鐘的冷卻劑驅(qū)動(dòng)。它們的旋轉(zhuǎn)數(shù)分別取決于空氣和冷卻劑的壓力和流速。
為了計(jì)算銑削過程的平均切削力，采用 KiZZLE 方程[10]。因此，平均芯片厚度 HM 是需要的，并且可以通過以下方程獲得：
m
z
h = 114.6° · f
fs
· ae
D
(1)
和
cosjs
= (1 - 2ae )
D
(2)
在方程（1）和（2）中，φ S 表示切削弧角[O]，fz 每齒進(jìn)給[mm ]，ae 切削寬度[mm ] 和D 刀具直徑[mm ]。此外，特定切削力 kc 是必需的，并且可以用以下方法來估算
(3)
kc1
n
=
k
c m
m
在方程式（3）中，kc1 代表特定切削力[ N / mm2 ]和m 斜率的主值。利用這些方程可以計(jì)算出平均切削力 Fcmz :
Fcmz
= ap
sin k
· hm
· kc
· Kg
· Kv
· KVer
(4)
在方程（4）中，κ 是壓力角和ap 的切割深度。Kγ , Kv 和KVer 代表了切屑厚度、切削速度和刀具磨損的校正因素。對不同刀具直徑的平均切削力進(jìn)行估算，并與主軸以 最高速度提供的力進(jìn)行比較。只要切削力小于主軸力，刀具直徑就可以使用。對于最高 可能的刀具直徑，使用公式（5）計(jì)算去除率 Q：
Q = ae · ap · f z · z · n (5)
在方程式（5）中，Z 是齒數(shù)和N 的轉(zhuǎn)數(shù)[ 1／min ]。對于這個(gè)例子，銑刀有推薦的切削寬度。
ae = 0.1 · D (6) 推薦切割深度為：
ap = 1.5 · D (7)
表 1 和表 2 概述了在最大轉(zhuǎn)數(shù)下不同刀具直徑的不同 SSI 的去除率。標(biāo)記為星（*） 的條目僅是理論值，而 FP4 銑床無法實(shí)現(xiàn)，因?yàn)樗?jì)算的切削力超過所提供的扭矩。由于FP4 的動(dòng)態(tài)特性，刀具直徑、切削寬度和切削深度的限制還沒有考慮。這些表顯示了SSI 的應(yīng)用范圍?？梢郧宄乜闯?，高刀具直徑僅在沒有 SSI 的情況下才可用。對于需要小刀具直徑的工藝，空氣和冷卻劑驅(qū)動(dòng)的 SSI 具有優(yōu)勢，尤其是銑削鋁時(shí)。切削力相對較小，切削速度大。
冷卻劑驅(qū)動(dòng)的SSI 可以達(dá)到比機(jī)械或無 SSI 更高的去除率。
表 1.鋼銑削去除率Q[ cm3 / min
]的比較
刀具直徑
[mm]
0.5
1
2
4
6
8
10
12
16
未使用的
0.002
0.015
0.121
0.968
3.674
7.620
13.608
21.773*
43.062
機(jī)械的
0.010
0.076
0.605
4.838.
18.371
38.102*
68.040*
108.864*
215.309*
空氣驅(qū)動(dòng)
的
0.024
0.192
1.536
12.288*
46.656*
96.768*
172.800*
276.480*
546.816*
冷卻液驅(qū)
動(dòng)
0.018
0.144
1.152
9.216*
34.992*
72.576*
129.600*
207.360*
410.112*
表 2.鋁銑削去除率Q[ cm3 / min
]的比較
*理論值
刀具直徑
[mm]
0.5
1
2
4
6
8
10
12
16
未使用的
0.001
0.011
0.081
0.726
2.109
5.685
11.907
21.501
48.868*
機(jī)械的
0.007
0.057
0.454
3.629
10.546
28.426
59.535*
107.503*
244.339*
空氣驅(qū)動(dòng)
的
0.018
0.144
1.152
9.216*
26.784*
72.192
151.200*
273.024*
620.544*
冷卻液驅(qū)
動(dòng)
0.014
0.108
0.864
6.912
20.088
54.144*
113.400*
204.768*
465.408*
*理論值
表 3 和表 4 顯示了不同主軸增速器的去除率，其中最大可能的刀具直徑。由于所提供的低功率，空氣和冷卻劑驅(qū)動(dòng)的主軸不能提供允許使用高刀具直徑的扭矩。盡管主軸 轉(zhuǎn)速高，流體驅(qū)動(dòng) SSI 達(dá)到相對較低的去除率。這與沒有 SSI 的FP4 銑床相比，減少了加工時(shí)間。與此相反，機(jī)械模型將切削去除率提高了約 30%，這導(dǎo)致了時(shí)間利潤，從而提高了生產(chǎn)率。刀具直徑越小，切削寬度 ae 和切削深度ap 越小，刀具直徑越大。
表 3.具有最高可能刀具直徑的鋼銑削的去除率。
主軸增速器
未使用的
機(jī)械的
空氣驅(qū)動(dòng)的
泠卻液驅(qū)動(dòng)的
最大可能刀具直徑[mm]
10
6
2
2
切削寬度ae [mm]
1
0.6
0.2
0.2
切削深度ap [mm]
15
9
3
3
每齒進(jìn)給量fz [mm]
0.072
0.054
0.016
0.016
齒數(shù)
4
4
4
4
轉(zhuǎn)數(shù)n[min -1 ]
3,150
15,750
40,000
30,000
去除率Q[cm3/min]
13.608
18.371
1.536
1.152
表 4. 鋁銑削刀具的最大切削直徑
主軸增速器
未使用的
機(jī)械的
空氣驅(qū)動(dòng)的
泠卻液驅(qū)動(dòng)的
最大可能刀具直徑[mm]
12
8
2
4
切削寬度ae [mm]
1.2
0.8
0.2
0.4
切削深度ap [mm]
18
12
3
6
每齒進(jìn)給量fz [mm]
0.079
0.047
0.012
0.024
齒數(shù)
4
4
4
4
轉(zhuǎn)數(shù)n[min -1 ]
3,150
15,750
40,000
30,000
去除率Q[cm3/min]
21.501
28.426
1.152
6.912
SSI 作為添加劑的應(yīng)用是一種有前途的措施，以提高過時(shí)的 FP4 銑床的生產(chǎn)率，特別是通過提高去除率。對于具有高刀具直徑的粗加工，機(jī)械 SSI 有助于提高去除率，從而節(jié)省加工時(shí)間。適用于銑削直徑為 8 mm 的鋼和鋁。對于需要小刀具直徑的操作，使用空氣和冷卻劑驅(qū)動(dòng)的主軸的切削去除率比FP4 機(jī)床大得多，因?yàn)闆]有更高的切削速度， 或者沒有機(jī)械 SSI?？諝夂屠鋮s劑驅(qū)動(dòng)的 SSI 可根據(jù)工件材料處理刀具直徑達(dá) 4 毫米。通過減小切削寬度 AE 和切削深度AP，刀具直徑越大，切削力越小。
這項(xiàng)工作是由德國研究基金會(huì)（德意志 FoSunggsEngEnSHIFT）資助的，在合作研究中心 1026（SFB）內(nèi)。
[1] Kianinejad, K.; Thom, S.; Kushwaha, S.; Uhlmann, E.: Add-on Error Compensation Unit as Sustainable Solution for Outdated Milling Machines. Procedia CIRP 40 (2016), p. 174 - 178.
[2] Neugebauer, R.; Drossel, W.; Wertheim, R.; Hochmuth, C.; Dix, M.: Resource and Energy Efficiency in Machining Using High-Performance and Hybrid Processes. Procedia CIRP 1 (2012), p. 3 - 16.
[3] Kianinejad, K.; Uhlmann, E.; Peukert, B.: Investigation into Energy Efficiency of Outdated Cutting Machine Tools and Identification of Improvement Potentials to Promote Sustainability. Procedia CIRP 26 (2015), p. 533 - 538. [4] Rangarajanl, A.; Dornfeld, D.: Efficient Tool Paths and Part Orientation for Face Milling. CIRP Annals 53 (2004) 1, p. 73 - 76.
[5] Diaz, N.; Choi, S.; Helu, M.; Chen, Y.; Jayanathan, S.; Yasui, Y.; Kong, D.; Pavanaskar, S.; Dornfeld, D.: Machine Tool Design and Operation Strategies for Green Manufacturing. 4th CIRP International Conference on High Performance (2010).
[6] Mori, M.; Fujishima, M.; Inamasu, Y.; Oda, Y.: A study on energy efficiency improvement for machine tools. CIRP Annals – Manufacturing Technology 60 (2011) 1, p. 145 - 148.
[7] Salgado, D. R.; Alonso, F. J.: Optimal mechanical spindle speeder gearbox design for high-speed machining. The International Journal ofAdvanced Manufacturing Technology 40 (2009) 7-8, p. 637 - 647.
[8] Yamanaka, M.; Sugimoto, K.; Hashimoto, R.; Inoue, K.: Intelligent speed-increasing spindle using traction drive. Precision Engineering 35(2011) 2, p. 191 - 196.
[9] Schubert, A.; Harpaz, O.; Books, B.; Eckert, U.; Wertheim, R.: HPC for improved efficiency on standard machine tools by using new fluid-driven spindles. 11th Global Conferene on Sustainable Manufacturing (2013).
[10] Hirsch, A.: Werkzeugmaschinen. Wiesbaden: Vieweg+Teubner Verlag, 2012.
附錄 2 外文原文