一种车削大螺距螺纹轴向分层切削方法、刀具磨损测试方法及其力热载荷计算方法

摘要

一种车削大螺距螺纹轴向分层切削方法、刀具磨损测试方法及其力热载荷计算方法，旨在于消除采用径向分层切削大螺距螺纹存在的原理性误差，其技术要点是：其切削方法采用带有左右两个切削刃的试验刀具沿轴向分层车削大螺距试件的左右螺纹面，并采用该切削方法进行车削大螺距螺纹刀具磨损的测试，获得车削大螺距螺纹刀具磨损形态，揭示出刀具磨损对螺纹加工表面影响，再利用刀具后刀面磨损及切削刃钝圆半径测量数据，重新构建了刀具有限元分析模型，进行刀具温度场和应力场分析、计算，获得了刀具磨损条件下力热载荷变化特性。

说明书

技术领域：

本发明涉及一种大螺距螺纹车削方法及其刀具磨损、力热载荷测试、计算方法，具体 涉及一种大螺距螺纹轴向分层车削方法，车削大螺距螺纹刀具磨损的实验、测试方法，和 刀具磨损的力热载荷分析模型构建、计算方法。

背景技术：

大螺距螺杆作为大型压力机调整组件，在压力机中控制上模具与下模具间的平行度及 垂直度，对压力机整机的静态和动态精度有着重要影响。已有的大螺距螺纹车削主要采用 径向分层切削方法，该方法采用刀尖进行切削，通过控制刀尖的位置精度以形成大螺距螺 纹表面，具有易于数控加工编程等优点。但是，这种切削方式是采用刀尖近似逼近原理， 形成的螺纹面存在原理性误差，难以满足大螺距螺纹高精度、高表面质量要求。而轴向分 层切削则是利用刀具切削刃进行成型切削，其形成的螺纹面不存在原理性误差，该方法将 已有的多任务切削变成了单任务切削，通过轴向分层切削，分别保证螺纹尺寸精度、牙型 精度和教工表面质量。因此，这种切削方法消除了径向切削存在的原理性误差，更适合用 于高精度大螺距螺纹的切削。

采用轴向分层切削方法精加工大螺距螺纹时，若通过一次切削去除全部精加工余量， 产生的切削力较大，影响加工表面质量及加工精度；为提高加工精度；而采用轴向多次分 层切削方法精加工大螺距螺纹时，切削次数过多，会使刀具磨损加剧。

大螺距螺纹切削过程中，力热载荷与刀具磨损之间存在交互作用关系；刀具不断与工 件、切屑接触，在接触区内有很高的切削温度和压力，刀具受到的这种力热载荷是导致其 磨损的主要原因；同时，刀具磨损又会引起其力热载荷的变化；目前，对于刀具磨损的研 究主要集中在力热载荷对于刀具磨损的影响，忽略刀具磨损对力热载荷的影响，采用的刀 具力热载荷分析模型和边界条件是刀具切削初始状态下的模型和数据，无法正确获得力热 载荷随切削行程增加和刀具磨损量增长的变化特性，轴向多次分层车削大螺距螺纹刀具磨 损实验方法和力热载荷计算方法上存在不足。

发明内容：

本发明为消除径向分层切削大螺距螺纹存在的原理性误差，设计一种车削大螺距螺纹 轴向分层切削方法,并采用该方法进行车削大螺距螺纹刀具磨损的测试，获得车削大螺距 螺纹刀具磨损形态，揭示出刀具磨损对螺纹加工表面影响，再利用刀具后刀面磨损及切削 刃钝圆半径测量数据，重新构建了刀具有限元分析模型，进行刀具温度场和应力场分析、 计算，获得了刀具磨损条件下力热载荷变化特性。

本发明的车削大螺距螺纹轴向分层切削方法，为实现上述目的所采用的技术方案在于 包括以下步骤：

一、采用带有左右两个切削刃的试验刀具沿轴向分层车削大螺距试件的左右螺纹面；

二、车削时刀具每次进刀过程中径向切削深度a_P不变并且等于螺纹牙型高度H，切 削层面积只与进刀量有关，其变量间关系如式(1)所示，

h＞H＝a_P，ε_r1＝ε_r1′，ε_r2＝ε_r2′，B＞b，R₁＝r₁，R₂＝r₂(1)

左刃切削时的切削层厚度及切削层宽度：

h_Dl＝z_li·sink_γ′(2)

b_Dl＝z_li/sink_γ′(3)

其每一次分层切削的理论切削层面积为：

S_i＝h_Dl·b_Dl＝z_li·sink_γ′·(a_P/sink_γ′)＝z_li·a_P(4)

同理，右刃切削时，每一次分层切削的切削层面积为：

S_j＝h_Dr·b_Dr＝z_rj·sink_γ′·(a_P/sink_γ′)＝z_rj·a_P(5)

式中，H为螺纹牙高，h为刀具的刀头高度，B为螺纹牙底宽，b为刀头宽度；a_P为 径向切深，z_li为左刃单次加工余量，z_rj为右刃单次加工余量，i为左刃切削次数，j为右 刃切削次数；h_Dl为刀具左刃车削时的切削层厚度、b_Dl为刀具左刃车削时的切削层宽度、h_Dr为刀具右刃车削时的切削层厚度，b_Dr为刀具右刃车削时的切削层宽度；S_i为左切削刃切 削层面积、S_j为右切削刃切削层面积；ε_r1、ε_r2分别为螺纹的左、右牙侧角，ε_r1'为刀具的 左刃侧角，ε_r2'为刀具的右刃侧角；R₁、R₂分别为试件左右侧面的牙型半径，r₁、r₂为刀 具的左右牙尖圆弧半径。

本发明的轴向分层车削大螺距螺纹刀具磨损的测试方法，采用的技术方案在于包括以 下步骤：

一、按权利要求1所述的切削方法车削大螺距螺纹试件的过程中，分别在切削行程为 15072mm、52752mm、94200mm、116808mm和139400mm时取下试验刀具，利用VHX-1000超 景深三维显微系统检测刀具前、后刀面磨损形貌，并测量试验刀具的切削刃圆弧半径及后 刀面磨损量；

二、沿试验刀具长度方向上取5段相同的切削行程，分别测量5段切削行程下试验 刀具的后刀面磨损宽度，获得试验刀具的后刀面磨损宽度的变化曲线；

三、在试验刀具的后刀面磨损宽度的变化曲线上，按试验刀具的刃口半径和其后刀 面磨损宽度变化速率的不同，划分出试验刀具车削大螺距螺纹试件过程中所经历的初期 磨损、正常磨损和剧烈磨损三个阶段；

四、测量步骤三内三个阶段中大螺距螺纹试件的已加工表面形貌，利用相同切削行 程下的刀具磨损形态和对应的大螺距螺纹试件的已加工表面形貌，检测出试验刀具磨损 量的增加对大螺距螺纹试件的已加工表面形貌影响上存在的差别。

进一步地，所述大螺距螺纹试件是螺距为16mm、外径为120mm，长度为160mm的梯形 右旋外螺杆试件，其材质为35CrMo。

进一步地，所述试验刀具的左右刃夹角为26°、顶刃后角为5°、两个切削刃的刃倾 角和前角均为0°、后角均为5°、左刃刃口半径为138.77mm、左刃刃口半径为201.56mm， 其材质为W18Cr4v。

进一步地，所述试验刀具在CA6140车床上以转速10rpm、轴向加工余量0.05mm对大 螺距螺纹试件进行车削。

本发明的进行轴向分层车削大螺距螺纹刀具磨损热力载荷的计算方法，采用的技术方 案在于：按获得的试验刀具的前、后刀面磨损数据及切削刃和刀尖磨损后的圆弧半径，采 用Deform软件计算出试验刀具不同刀具磨损形态下的切削温度和切削力，以解算出的切 削温度与切削力作为应力场分析的边界条件，采用Ansys软件计算试验刀具不同磨损状态 下的最大应力。

进一步地，通过公式(5)计算出试验刀具的磨损深度：

ω＝∫apve^-b/Tdt(6)

式中p为法向压力、v为切屑相对于试验刀具的滑移速度切屑相对于刀具、T为试验刀具 与切屑接触区温度、a、d为试验系数，材料取默认的a，d值；

进一步地，采用Deform软件获得刀具不同磨损阶段的热力耦合场，在热力耦合场温 度最高位置处做垂直于试验刀具的左切削刃的垂线d₂'，垂足到刀尖的距离为d₁'，利用刀 尖、d₁'和d₂'描述出试验刀具最高温度位置，提取试验刀具最温度以及试验刀具与切屑接 触区最高温度的准确位置，提取出该位置处试验刀具前刀面温度与试验刀具和切屑接触区 温度随时间变化的曲线，提取刀具各个磨损阶段最高温度、获得试验刀具温度随其后刀面 磨损宽度变化曲线。

本发明的有益效果是：本发明提出的大螺距螺纹轴向分层切削方法是利用刀具切削刃 进行成型切削，形成的螺纹面不存在原理性误差，该方法通过轴向分层切削，将已有的多 任务切削分解成了单任务切削，通过轴向分层切削，分别保证螺纹尺寸精度、牙型精度和 教工表面质量，因此，这种切削方法消除了径向切削存在的原理性误差，更适合用于高精 度大螺距螺纹的切削；本发明提供的刀具磨损实验及其力热载荷计算方法，揭示出刀具磨 损后的切削刃和后刀面结构改变对其切削过程中的力热载荷分布的影响，可计算出刀具磨 损由初期磨损阶段到中后期磨损阶段，刀具应力和刀具与切屑接触区温度增长速率，揭示 出刀具中后期磨损阶段；本发明提出的刀具磨损的力热载荷计算方法，利用车削大螺距螺 纹实验中所获取的刀具前后刀面磨损长度、宽度、深度，切削刃和刀尖磨损后的圆弧半径 等刀具磨损数据，修正刀具有限元分析模型，获得的车削大螺距螺纹应力场与温度场分析、 计算结果，可准确定位出刀具磨损过程中最大应力和最高温度产生的部位，为刀具切削刃 结构设计和高效切削工艺设计提供了依据。

附图说明：

图1为轴向分层切削中刀具与试件的接触关系示意图；

图2为图1的侧视图；

图3为试验刀具的左扩宽示意图；

图4为试验刀具的右扩宽示意图；

图5为试件的螺纹展开示意图；

图6为试验刀具后刀面磨损宽度随切削行程变化的曲线图；

图7为试验刀具磨损前与大螺距螺纹试件的接触示意图；

图8为试验刀具磨损后与大螺距螺纹试件的接触示意图；

图9为修正刀具模型图；

图10为试验刀具有限元模型图；

图11为刀具最大应力随后刀面磨损宽度的变化曲线图；

图12为最高温度位置提取示意图；

图13为试验刀具温度随后刀面磨损宽度的变化曲线图。

具体实施方式：

参照图1至图5，该车削大螺距螺纹轴向分层切削方法，采用带有左右两个切削刃的 刀具沿轴向分层车削大螺距螺纹试件的左右螺纹面，图中：n为工件转速，v_f为刀具轴向 进给速度，v_c为主运动速度，其两者之间构成相互垂直的笛卡尔坐标系；κ_r为刀具主偏角， κ_r＇为刀具副偏角，γ₀为刀具副后角，α₀为刀具前角，Φ为试件的螺旋升角，ε_r1、ε_r2分别 为螺纹的左、右牙侧角，ε_r1'为刀具的左刃侧角，ε_r2'为刀具的右刃侧角；d为试件的外径， d₁为试件的小径，d₂为试件的中径，d_w为切削过程中试件的，H为螺纹牙高，h为刀具的 刀头高度，B为螺纹牙底宽，b为刀头宽度；a_p为径向切深，z_li为左刃单次加工余量，z_rj为右刃单次加工余量(其中i＝1,2…n，j＝1,2…m)，h_Dl为刀具左刃车削时的切削层厚度， b_Dl为刀具左刃车削时的切削层宽度，h_Dr为刀具右刃车削时的切削层厚度，b_Dr为刀具右 刃车削时的切削层宽度；P为试件螺距，R₁、R₂分别为试件左右侧面的牙型半径，r₁、r₂为刀具的左右牙尖圆弧半径；P_s为切削平面，P_r为基面，A_γ为刀具前刀面，A_α为刀具后 刀面。

车削大螺距螺纹试件时，刀具在每一次进刀过程中，切深a_p不变并且等于螺纹牙型 高度H，切削层面积只与进刀量有关，其变量间关系如下述公式所示。

h＞H＝a_P，ε_r1＝ε_r1′，ε_r2＝ε_r2′，B＞b，R₁＝r₁，R₂＝r₂(1)

左刃切削时的切削层厚度及切削层宽度：

h_Dl＝z_li·sink_γ′(2)

b_Dl＝z_li/sink_γ′(3)

其每一次分层切削的理论切削层面积为：

S_i＝h_Dl·b_Dl＝z_li·sink_γ′·(a_P/sink_γ′)＝z_li·a_P(4)

同理，右刃切削时，每一次分层切削的切削层面积为：

S_j＝h_Dr·b_Dr＝z_rj·sink_γ′·(a_P/sink_γ′)＝z_rj·a_P(5)

该方法在整个加工过程中刀具切削刃均参与切削，主要应用于大螺距螺纹的半精加工 和精加工过程中，其每一次进刀后，参与切削的切削刃长度不变，切削时的左右切削刃切 削层面积S_i、S_j与左右切削刃单次加工余量z_li、z_rj和径向切深a_P有关，要远大于径向切削 方式。因此，切削过程中刀具受到的载荷相对较大，直接影响螺纹加工精度和加工表面质 量。

车削大螺距螺纹刀具磨损的测试方法；

依照上述切削方法，采用左右切削刃对称式结构的试验刀具，在CA6140车床上以 转速10rpm，轴向加工余量0.05mm，进行车削大螺距螺纹刀具磨损的实验，所用大螺距 螺纹试件的材料为调质35CrMo，所用试验刀具的材料为W18Cr4v，刀具几何角度如表1 所示；

表1刀具几何角度

实验中，分别在切削行程为15072mm、52752mm、94200mm、116808mm和139400mm 时取下刀头，利用VHX-1000超景深三维显微系统检测刀具前、后刀面磨损形貌，并测量 切削刃圆弧半径及后刀面磨损量。

试验刀具的切削刃及后刀面磨损实验结果：

试验刀具进刀4次，切削行程为15.072m时，切削刃钝圆半径与右后刀面距刀尖 3.6～5.4mm处时，刀具后刀面磨损形式为磨料磨损，切削刃钝圆半径为30.82μm，刀具后 刀面磨损宽度为94.57μm。刀具在该阶段，其后刀面磨损宽度及切削刃圆弧变化较快，其 原因为新刃磨的刀具后刀面存在粗糙不平之处，且切削刃较锋利，后刀面与大螺距螺纹试 件的加工表面接触面积较小，压应力较大。同时，刀具在切削初期的切削刃结构、刀具装 配夹紧以及刀工接触关系处于不稳定状态，也对刀具磨损有较大的影响。

试验刀具进刀21次，切削行程为94.22m时，切削刃钝圆半径与右后刀面距刀尖 3.6～5.4mm处时，刀具在该阶段后刀面磨损形式为正常的磨料磨损，切削刃钝圆半径为 52.13μm，刀具后刀面磨损宽度为175.63μm。与初期磨损相比，前后刀面磨损使得切削 刃钝圆半径增大，后刀面磨损速率变缓。其原因为刀具切削刃及前后刀面毛糙表面已经磨 平，切削力与切削热变化基本稳定，变化幅度较小，后刀面磨损量随切削时间延长而近似 地成比例增加。

试验刀具切削行程达到139.4m时，切削刃钝圆半径与右后刀面距刀尖3.6～5.4mm处 时，切削刃钝圆半径为69.37μm，后刀面磨损宽度为212.07μm，且刀具切削刃发生破损， 后刀面则发生粘结磨损，与切削行程94.22m时刀具磨损相比，刀具磨损速率明显增大。

刀具磨损增大对大螺距螺纹试件已加工表面形貌影响实验结果：

在车削大螺距螺纹实验中，选取5段相同切削行程测量其后刀面磨损宽度VB值分别 为94.58μm、163.2μm、175.6μm、190.3μm和240.7μm，获得后刀面磨损宽度变化曲 线如图6所示，由图6可以看出，试验刀具在车削大螺距螺纹过程中，经历了初期磨损、 正常磨损和剧烈磨损三个阶段，在这三个阶段刀具刃口半径和后刀面磨损宽度变化速率明 显不同，随着刀具磨损加剧，螺纹面已加工表面形貌发生明显变化，刀具磨损对加工表面 质量的影响显著，为获得符合要求的螺纹加工表面，必须考虑切削过程中的刀具磨损情况。

刀具磨损的力热载荷计算方法：

刀具磨损前后的试验刀具与大螺距螺纹试件的接触关系如图7和图8所示，由图7 和图8可看出，磨损后的刀具切削刃几何结构已经发生改变，会直接影响其切削过程中的 力热载荷分布，为此，利用车削大螺距螺纹实验中所获取的刀具前后刀面磨损长度、宽度、 深度、切削刃和刀尖磨损后的圆弧半径等刀具磨损数据，修正如图9所示的刀具模型，利 用刀具磨损实验的测量数据，采用Deform和Ansys计算车削大螺距螺纹刀具不同磨损状 态的应力场与温度场，其边界条件如表2所示；

表2边界条件

刀具磨损的应力场计算方法及结果：

Ansys计算机械结构的应力、应变场较为精确，而Deform计算切削过程中的热力耦 合场较为准确，为此，采用Deform和Ansys软件进行刀具磨损状态下的应力场协同计算， 利用实验获得的刀具后刀面磨损量、切削刃钝圆半径和Deform解算出的切削温度与切削 力作为Ansys软件有限元分析的边界条件，计算刀具应力场，刀具有限元模型如图10所 示，刀具最大应力主要分布在刀具的切削刃及与切削刃和刀具前后刀面相邻的区域上，随 着刀具后刀面磨损宽度和切削刃钝圆半径的逐渐增大，刀具所承受的最大应力逐渐增大， 并且范围逐渐扩大，沿切削刃向刀具的前后刀面延伸，由此获得如图11所示的刀具最大 应力随其后刀面磨损宽度变化特性曲线图。

刀具磨损的温度场计算方法及结果：

依据刀具磨损实验结果和其力热载荷的计算方法，采用适合金属切削的Usui模型， 进行车削大螺距螺纹刀具温度场计算时，刀具磨损深度的计算公式为：

ω＝∫apve^-b/Tdt(6)

式中，p为法向压力；v为滑移速度(切屑相对于刀具)；T为刀-屑接触区温度；a、b为 试验系数，材料取默认的a，b值。

采用Deform软件进行热力耦合场计算，提取试验刀具温度以及试验刀具与切屑的接 触区温度，如图12所示，计算试验刀具最高温度的准确位置，由图12可看出，过温度最 高位置，做垂直于左切削刃的垂线d₂'，垂足到刀尖的距离为d₁'，利用刀尖、d₁'和d₂'描述 出刀具最高温度位置如表3所示：

表3刀具最高温度位置

试验刀具与切屑的接触区温度高于试验刀具自身温度，试验刀具从切入大螺距螺纹试 件起，其温度与试验刀具和切屑接触区温度都在逐渐增大，切削一段时间后达到平稳状态， 提取试验刀具各个磨损阶段最高温度，获得刀具温度随后刀面磨损宽度变化曲线如图13 所示，由图13可知，试验刀具由初期磨损阶段到中后期磨损阶段，其温度和试验刀具与 切屑接触区温度分别较前一磨损阶段温度增加了12.3％和15.7％、、14.1％和17.3％、45.2％ 和53.9％，试验刀具中后期磨损阶段，在热力载荷共同作用下，切削载荷超过了试验刀具 屈服强度和粘焊作用，试验刀具发生粘结破损和磨损，并进一步引起试验刀具热力载荷增 加，加据了试验刀具磨损进程，直至导致试验刀具报废，并引起大螺距螺纹试件加工表面 质量严重下降。