具体实施方式

为了进一步了解本发明内容，以下结合附图对本发明具体实施方案进行详细说明。本发明车削大螺距螺纹减振刀具设计方法，具体包括以下步骤：

所述车削大螺距螺纹减振刀具设计方法，以切削温度、切削力为衡量标准，设计可有效减轻车削大螺距螺纹振动的减振刀具，这种设计方法包括以下步骤：

步骤一、根据车削大螺距螺纹工件螺旋升角的结构特点及刀具振动方程，给出刀片角度约束条件，即刀片角度设计范围，采用有限元仿真软件对硬质合金刀片后角、刃口半径及切削参数包括主轴转速和轴向进刀量四因素进行正交仿真，提取切削力及切削温度，以主轴转速、轴向进刀量、刀具后角、以及刃口半径为优化问题自变量，建立刃口经验模型，利用最小二乘法对正交仿真切削力及切削温度进行多元线性回归分析求解切削力及切削温度优化模型系数，通过刀具结构及切削参数边界条件，并将以较小切削力、较小的切削温度以及较大的材料去除率优化目标函数以线性加权方式转化为单目标优化模型，应用MATLAB对该优化模型求取最优刀片后角、刃口半径及切削参数；

进一步地：刃口刃形主要分为四类，分别为锐刃、倒棱刃、消振棱刃、钝圆刃，根据大螺距螺纹螺距大、背吃刀量大及具有螺旋升角的结构特点，对比四种刃口刃形结构特点，选用倒棱刃及钝圆刃刃口形式，并对倒棱刃及钝圆刃不同倒棱角度、倒棱宽度及钝圆半径进行DEFORM进行仿真对比分析，以切削力及切削温度作较小作为目标选择钝圆刃口；切削力和切削温度的多目标参数优化模型可通过仿真数据方差分析进行显著性检验验证其可靠性，如果显著则表示多目标优化模型有效，如果不显著则重新分析多目标优化模型，直到方差分析达到显著性；

大螺距螺纹加工刀具由于受刀杆尺寸以及实际加工工艺要求的限制，刀具的结构参数约束关系如下：

式中，H为螺纹牙型角高度，α为螺纹牙型角，l₁为刀具右刃长度，l₂为刀具左刃长度。

刀具切削部分的结构参数约束条件如下所示：

ε_rl＝π-k_r；ε_rr＝k_rr (2)

式中ε_rl为左刃刀尖角，ε_rr为右刃刀尖角，k_rl为左刃主偏角，k_rr为右刃主偏角。

车削大螺距螺纹时刀具实际左右刃的前角、后角与螺旋升角存在如下关系：

式中，γ_oel为左刃前角，γ_oer为右刃前角，α_oel左刃后角，α_oer为右刃后角，为螺旋升角。γ_ol、γ_or为刀具标注左、右刃前角，α_ol、α_or为刀具标注左、右刃后角

刀具主偏角与牙型角之间存在如下关系：

式中α为牙型角。

刀具材料选用硬着合金，牌号为YT15，工件材料选用45#钢，牌号为W18cr4v，刀具前角选用0°前角，对刀具后角、刃口半径、转速及轴向进刀量设计4因素4水平正交试验表。

表1正交实验因素水平表

表2切削力与切削温度正交表

钝圆刃口经验模型

式中，F为切削力，T为切削温度，Q为材料去除率，C₁、C₂、C₃分别为切削环境修正系数，n、f、α、R、分别为主轴转速、轴向进刀量、刀具后角、钝圆刃口半径，a₁、a₂、a₃、a₄、a₅分别为影响切削力的切削温度的因素的指数。

切削力和切削温度的多目标参数优化模型可通过仿真数据方差分析进行显著性检验验证其可靠性，如果显著则表示多目标优化模型有效，如果不显著则重新分析多目标优化模型，直到方差分析达到显著性；

通过对正交表切削力及切削温度正交仿真数据进行多元线性回归分析，求取刃口经验模型中的系数，切削力及切削温度优化模型为：

F＝10^2.1645n^0.5188f^0.9086α^0.1700R^0.2078 (6)

T＝10^2.2369n^0.9451f^0.5009α^0.1726R^0.6825 (7)

将较小切削力、切削温度及较大材料去除率三个优化模型采用线性加权，加权因子均分0.33，最终转换为单目标函数：

F(x)＝0.33×10^2.1645n^0.5188f^0.9086α^0.1700R^0.2078

+0.33×10^2.2369n^0.9451f^0.5009α^0.1726R^0.6825

-0.33×πdnfa_p (8)

采用MATLAB进行求解，得到最优主轴转速为90r/min、轴向进刀量为0.075mm、刀片后角为6°、刃口半径为0.04mm。

步骤二、减振刀杆采用圆形空腔添加减振元件结构，将刀杆转化成悬臂梁结构，通过对减振刀杆挠度计算，确定减振刀杆空腔的直径与长度，然后通过有限元仿真进行刀杆谐响应振动幅值验证；之后通过减振元件建立的动力学模型来求取其中的质量块、弹簧和阻尼，减振元件设计完成后对其进行振动谐响应幅值有限元仿真验证；减振刀杆的结构为在刀杆空腔中装入可以抑制振动的质量元件即质量块，所述的质量块由弹簧支撑固定，其外侧被阻尼液所包围；

进一步地：对刀杆减振圆形空腔不同直径和长度采用ANSYS进行刀杆谐响应仿真验证，如果谐响应幅值达到最小，则认为所计算的减振空腔直径和长度满足减振效果，如果没有达到最小，则重新进行挠度计算进行空腔直径和长度设计，直到满足刀杆谐响应幅值最小；建立减振元件动力学模型的目的是对质量块质量、弹簧弹性系数及阻尼液阻尼系数的求取进而进行材料的选取，质量块通过弹簧与刀杆进行连接，阻尼液位于质量块和空腔之间；减振元件设计完成后通过有限元仿真对阻尼刀杆与实心刀杆进行谐响应仿真对比分析，如果阻尼刀杆谐响应幅值达到最小，则进认为减振元件满足减振效果；如果阻尼刀杆没有达到最小，则对减振元件进行重新优化，直到满足减振效果；

进一步地：减振元件包括质量块、弹簧和阻尼液，质量块需利用刀杆的有限空间，既要保证刀杆在减振空腔处的刚度，又要最大限度的实现减振的目的，因此要求减振块的质量足够大，可使用高密度的硬质合金YL10.1进行制造，以保证减振块可以满足设计要求；弹性元件采用丁晴橡胶作为减振弹簧的材料；阻尼液位于减振块和空腔之间，可以将车削过程中产生的动能转化成为热能，从而实现减小振动的目的，甲基硅油在25℃下的运动粘度为100～1000000里斯，经计算其阻尼范围为1.24-12400N·s/m，完全适用于减振刀杆。减振刀杆动力学模型如图2所示，减振刀杆由刀杆自身即简化为大小为m₁的质量块和用来表示刀杆弹性系数为k₁的弹簧组成的主系统和减振系统即质量块m₂、弹簧弹性系数k₂及阻尼液阻尼系数c₂构成；减振元件设计即如何选择减振元件参数m₂、k₂、c₂满足系统减振要求，减振元件参数设计方法如下：在保证刀杆刚度的前提下，质量块质量m₂取极大值；k₂可由公式求得；阻尼液c₂可由公式求得。

步骤三、对螺钉连接偏心距进行求取，由于S类夹紧方式的夹紧刀片零部件只有一个，夹紧方式简单便捷，因此选择S类螺钉夹紧方式；对螺钉预紧力估算，其计算方式为不超过螺钉材料屈服极限的80％，给出螺钉预紧力合理范围，螺钉预紧力可通过ANSYS优化分析模块的方式获取，通过设置螺钉预紧力为优化变量，设置螺钉变形量、螺钉等效应力、螺钉剪应力、刀杆变形量、刀片变形量为目标函数，求取螺钉预紧力；偏心距会影响刀片、刀杆夹紧力大小，偏心距过大，会使得螺钉变形量增加，螺钉容易折断，偏心距过小，则会使得夹紧力不够，使得刀片容易松动，在预紧力作用下通过有限元仿真对不同偏心距仿真分析，以刀杆应力变形作为考量指标通过仿真来求取偏心距；

进一步地：预紧力F₀的数值由载荷性质和连接刚度等条件确定，通常规定，拧紧后螺纹连接件在预紧力作用下产生的应力不得超过其材料屈服极限σ_s的80％，根据选定的材料的屈服极限，预紧力估算公式为：

F0≤(0.5～0.6)σ_sA₁ (9)

式中A₁为螺钉危险截面的面积，

A₁≈πd²/4 (10)

式中d为螺钉小径。

步骤四、结合步骤一、步骤二、步骤三进行设计制备的减振刀具，并采用优化的切削参数，通过对切削振动、切削力及刃口磨损实验结果分析，验证减振刀具及配套切削参数的有效性。

对普通刀具和所设计的减振刀具进行实验对比，使用4把刀具，均采用0度前角，其中普通刀具后角采用5°、6°及7°验证优化的后角对振动抑制的效果，减振刀具刀片采用优化的后角，并使用本方法设计制备的减振刀杆。4把刀具均采用减振刀具的最优切削参数，即主轴转速为90r/min、轴向进刀量为0.075mm，采用的四把刀具如表3所示：

表3实验刀具类型及参数

实验结果参照图3至图5，从精车大螺距螺纹过程中提取到的三向振动加速度有效值、三向切削力及刀具磨损可以看出，通过本方法所设计制备的减振刀具切削过程中的振动最小，刀具磨损量最小。

对采用减振刀具精加工工件表面粗糙度进行测量，选取10个样块，获取获取的螺纹面粗糙度参数测量结果如表4所示。

表4 45#钢大螺距螺纹已加工表面粗糙度值

表4中，R_au为螺纹件螺纹表面轮廓算术平均偏差，样块的已加工表面粗糙度值变化范围在1.06-1.53um内，平均值为1.28um，标准差为0.143um。在上表中，R_au值最大值为1.53um，远远小于2um，；标准差值为0.143um，标准差值越小，说明工件表面质量越好。因此采用减振刀具及配套切削参数加工的工件表面质量较高。

上述结果表明，通过本方法设计制备的车削大螺距螺纹减振刀具，并采用优化的切削参数，可有效降低车削大螺距螺纹过程中的振动，提高刀具寿命及工件表面质量。

本实施方式只是对本专利的示范性说明，并不限定它的保护范围，本领域技术人员还可以对其局部进行改变，只要没有超出本专利的精神实质，都在本专利的保护范围内。