2007年3月30日 星期五

提高轴齿轮滚齿加工精度的方法www.tool-tool.com

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轴 齿轮是变速箱中最主要的零件,其加工精度的高低直接影响变速箱的整体质量。目前我们采用的轮齿齿部加工方法是滚齿一剃齿法。要通过滚、剃齿工艺制造出高精 度齿轮,就必须把滚、剃工艺水平发挥到最好。而剃齿精度在很大程度上依鞍滚齿精度,所以滚齿中的一些误差项目必须严格控制,才能制造出高质量齿轮。滚齿是 一种常用的齿轮加工方法,在精度很高的滚齿机上,采用精密滚刀,可以加工出4—5级精度的轮齿。在普通级滚齿机上,用普通精度滚刀,只能加工出8级精度轮 齿。变速箱轴齿轮齿部要求的精度为8—7—7级,而且滚齿加工时主要是以两中心孔和端面做定位基准,因此分析滚齿的误差来源,掌握保证和提高加工精度的方 法非常重要。
1 滚齿加工精度分析
轴齿精度主要和运动精度、平稳性精度、接触精度有关。滚齿加工中用控制公法线长度和齿圈径跳来
保证运动精度,用控制齿形误差和基节偏差来保证工作平稳性精度,用控制齿向误差来保证接触精度。下面对滚齿加工中易出现的几种误差原因进行分析:
1.1 齿圈径向跳动误差(即几何偏心)
齿圈径向跳动是指在齿轮一转范围内,测头在齿槽内或轮齿上,与齿高中部双面接触,测头相对于轮齿轴线的最大变动量。也是轮齿齿圈相对于轴中心线的偏心,这 种偏心是由于在安装零件时,零件的两中心孔与工作台的回转中心安装不重合或偏差太大而引起。或因顶尖和顶尖孔制造不良,{TodayHot}使定位面接触 不好造成偏心,所以齿圈径跳主要应从以上原因分析解决。
1.2公法线长度误差(即运动偏心)
滚齿是用展成法原理加工齿轮的,从 刀具到齿坯间的分齿传动链要按一定的传动比关系保持运动的精确性。但是这些传动链是由一系列传动元件组成的。它们的制造和装配误差在传递运动过程中必然要 集中反映到传动链的末端零件上,产生相对运动的不均匀性,影响轮齿的加工精度。公法线长度变动是反映齿轮牙齿分布不均匀的最大误差,这个误差主要是滚齿机 工作台蜗轮副回转精度不均匀造成的,还有滚齿机工作台圆形导轨磨损、分度蜗轮与工作台圆形导轨不同轴造成,再者分齿挂轮齿面有严重磕碰或挂轮时咬合太松或 太紧也会影响公法线变动超差。
1.3齿形误差分析
齿形误差是指在齿形工作部分内,包容实际齿形廓线的两理想齿形(渐 开线)廓线间的法向距离。在实际加工过程中不可能获得完全正确的渐开线齿形,总是存在各种误差,从而影响传动的平稳性。齿轮的基圆是决定渐开线齿形的惟一 参数,如果在滚齿加工时基圆产生误差,齿形势必也会有误差。基圆半径R=
滚刀移动速度/工作台回转角速度x cos ao (ao为滚 刀原始齿形角),在滚齿加工过程中渐开线齿形主要靠滚刀与齿坯之间保持一定速比的分齿来保证,由此可见,齿形误差主要是滚刀齿形误差决定的,滚刀刃磨质量 不好很容易出现齿形误差。同时滚刀在安装中产生的径向跳动、轴向窜动(即安装误差)也对齿形误差有影响。常见的齿形误差有不对称、齿形角误差(齿顶变肥或 变厚)、产生周期误差等。
1.4齿向误差分析
齿向误差是在分度圆柱面上,全齿宽范围内,包容实际齿向线的两条设计齿 向线的端面距离。引起齿向误差的主要原因是机床、{HotTag}刀架的垂直进给方向与零件轴线有偏移,或上尾座顶尖中心与工作台回转中心不一致,还有滚 切斜齿轮时,差动挂轮计算误差大,差动传动链齿轮制造和调整误差太大。另外夹具和齿坯制造、安装、调整精度低也会引起齿向误差。
1.5齿面粗糙度分析
齿面粗糙度不好一般有几种现象:发纹、啃齿、鱼磷、撕裂。
引起齿面粗糙度差的主要原因有以下几方面:机床、刀具、工件系统整体刚性不足、间隙大;滚刀和工件相对位置发生变化;滚刀刃磨不当、零件材质不均匀;切削参数选择不合适等。
2 提高滚齿加工精度的方法
通过以上对滚齿加工精度的分析,我们明确了滚齿加工过程中各种误差的产生来源,主要因素是所加工零件本身的精度、机床夹具、刀具以及整个工艺系统的精度、加工过程中的调整等。要提高滚齿加工精度,首先应从以上方面考虑采取相应措施,找到解决的方法。
2.1 提高齿坯本身的加工质量
齿坯本身的加工精度是影响齿圈径跳和齿向误差的重要因素。轴类零件一般以两中心孔作为定位基准,所以两中心孔的制造精度一定要保证,锥面租糙度好,不允许 有任何磕碰是关键。我公司用铣钻机加工中心孔,粗糙度能达到Ra3.2µm,有条件的情况下再研磨一下中心孔最好。用数控车床精车齿坯时还要保证滚齿定位 夹紧外圆、端面对两中心孔的跳动要求。外圆跳动一般不能超过O.05mm,端面跳动在0.03mm以内,以便作为滚齿加工精度提高的前提条件。
2.2 提高滚齿夹具的制造、安装精度
由前面的分析可知,滚齿夹具的制造、安装精度不高,会产生齿圈径向跳动和齿向误差。齿坯的安装精度也主要取决于夹具的制造精度和安装精度。对轴类零件而 言,滚齿夹具的结构一般考虑用上下顶尖和端面定位,夹紧外圆或端面的方法。因此,顶尖制造质量的好坏对轮齿齿圈径跳影响很大。实践证明,顶尖锥面粗糙度必 须达到Ra 0.8µm以下,而且对顶尖中心线的径向跳动不能大于0.008mm,锥面不允许有磕碰和过度度磨损。对定位套基准面要求与底面平行在0。 01mm以内。在提高夹具制造精度的同时,滚刀刀杆、刀垫、螺母的制造精度也应保证,设计时必须要求刀杆直径精度按6级制造,配合处表面粗糙度 Ra 0.08µm以下,两顶尖孔的同轴度要求在0.01mm以内,端面跳动在0.005mm以内,刀杆锥部与机床刀架主轴的接触面积在70%以上,螺母 拧在刀杆上后,其 端面对刀杆轴线的垂直度不大于0.01mm。在使用端面健刀时,端面键套两端面平行度和键槽对称度必须严格要求。{TodayHot} 值得注意的是,一般刀杆、滚刀系统在机床上安装好后用千分表检查刀杆安装精度和滚刀两端面的径向跳动和轴向窜动。但是去日本日产柴油株式会社研修时发现, 他们在进行零件的滚齿调整时,先将滚刀、刀杆、刀垫、螺母系统安装好,在专用检查胎具上用千分表检查两端轴台的径向跳动,调整检验合格后把滚刀系统安装在 机床上,再打表检查。这样调整好后,在加工每个零件的过程中即可稳定的保证滚齿精度要求。此外在调整夹具安装精度时一定注意,上尾座顶尖中心与工作台回转 中心应保持一致,装夹零件后检查其径跳不能超过0.01mm,或更换夹具磨损零件,以提高夹具的安装精度。
2.3 提高刀具的制造和刃磨精度
刀具本身的制造和刃磨精度对被切轮齿的齿形精度有很大的影响,因此,为了保证加工精度,必须正确选择刀具的精度等级和提高刀具的刃磨精度。刀具精度一般按 被加工齿轮的精度选择,用精度过高的滚刀加工一般的齿轮是不经济的,反之亦然。一般应委托专业制造滚刀的工具厂家来生产,从而保证滚刀的加工精度。使用磨 损了的滚刀滚齿时,会降低齿轮的齿形精度和恶化表面质量,也会加剧机床的振动。滚刀的磨损量在粗切时超过0.8-lmm或精切时超过0.2-0.5mm, 就需要重磨前刀面。滚刀的重磨精度对于滚刀的齿形精度有很大影响,必须十分重视。为了提高滚刀的刃磨精度,在定期对操作工作进行技能培训的同时,配备了先进的M&M检测中心来检测滚刀的刃磨精度。{HotTag}在工艺控制上强化滚刀刃磨频次。实践证明,有效执行以上 方法,能够取得很好的效果。
2.4保证和提高机床本身的精度和调整精度
从前面的误差分析可知,机床传动链的传动误差 会造成齿轮的运动偏心,而且影响最大的环节是分度蜗轮副,因此,保持机床应有的工艺精度是保证齿轮加工精度的重要方面。如果发现滚齿后公法线长度变动超 差,就应检查机床工作台分度蜗轮副的啮合情况,如果啮合间隙超过0.03mm就应调整,保证始终在0.03mm以内,否则须对蜗轮副进行检修。在滚切斜齿 轮时,应注意差动挂轮比的计算要准确到小数点后五位或六位。
2.5降低齿面粗糙度的方法
采用适当的预热处理方法,使齿坯材质的内部组织均匀硬度一致,合选用滚齿切削参数充分进行冷却润滑,定期对滚刀进行刃磨等都是降低齿面粗糙度的有效方法。

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1.生铁类(国内GB):
HT200→灰铁,抗拉强度200N/mm²,牛/平方毫米.
ZG200→铸造碳钢, ,抗拉强度200N/mm²,牛/平方毫米. T8~T10→碳工钢,含碳量0.8%~1%.
16Mn→低合金钢, 含碳量0.12%~0.2%,含锰量1.2%~1.6%. 20CrMnTi→合金结构钢(硬面齿轮用钢),热处理;880º~900ºC油冷,200ºC回火.
Cr12 / Cr12MoV→合工钢(冷冲模具用钢), 热处理;960º~1000ºC油冷,200ºC回火.
W18 Cr4V5Co5→高速钢(冷冲模具用钢), 热处理;1210º~1230ºC油冷,540ºC~560ºC回火.

2.铜类(国内GB): 纯铜;T1, T2, T3, 含铜量99.95%~99.97%,其余为银.
黄铜;H90→含铜量88%~91%,其余为锌.
黄铜;HNi65-5→含铜量64%~67%,含镍量5%~6.5%.
黄铜;HSn90-1→含铜量88%~91%,含锡量0.25%~0.75%. 白铜;B5,含铜量4.4%~5%,其余为镍+银.
锡青铜;QSn4-3
铍青铜; Qbe2
铸造青铜; ZCuSn3Zn8Pb6Ni1(锡青铜)
铸造青铜; ZCuPb10Sn10(铅青铜)
铸造青铜; ZcuAl8Mn13Fe(铝青铜)

3.铝类(国内GB):
纯铝;AL,含铝量99.995%~99.95%.
L1~ L 6; 工业纯铝.
LG1~ LG 5;工业高纯铝.
LF2~ LF43;防锈铝.
LY1~ LY17;硬铝.
LD2~ LD31;锻铝.
LC3~ LC12;超硬铝.
LT1~ LT66;特殊铝.

4.日,美,港,台通用模具用钢类/板材:
A.COLD WORK STEELS(冷作模具钢) : 国标GB; Cr12Mo1V1, Cr12MoV, (美国;D2, 日本;SKD11, 瑞典;XW-41).
国标GB;Cr12,(美国;D3, 日本;SKD1, 瑞典;XW-41).
国标GB; 9CrWMn.(俗称:油钢 ) (美国;01, 日本; SKS3, 瑞典; DF-2).
B.HOT WORK STEEL(热作模具钢)国标GB; 4Cr5MOSIV1(美国;D2, 日本;SKD11, 瑞典;XW-41).
国标GB; 4Cr5MOSIV1 (美国; H13, 日本; SKD61, 瑞典; 8407).
国标GB; 3Cr2W8V (美国; H21, 日本;SKD5, 瑞典; 8407).
国标GB; 5CrMnMo (美国; 6G, 日本;SKT5, 瑞典; 8407).
国标GB; 5CrMiMo (美国; L6, 日本; SKT4 , 瑞典; 8407).
C.PLASTIC MOULD STEELS(塑胶模具钢)
国标GB;SM3Cr2Mo(美国; P20, 瑞典; 618).
国标GB;SM3Cr2NiMo(美国; P20+Ni , 瑞典; 718 ).
国标GB;SM4Cr13 (美国; 420, 瑞典; S -136H ).
D. ALLOY STRUCTURE STEELS(合金结构钢)
国标GB; 40Cr (美国; 5140, 日本; SCr440 ).
国标GB; 20CrMnTi (渗碳淬火硬面齿轮用)
E. STAINLESS STEELS(不锈钢)
国标GB;OCr18Ni9 (美国; 420, 日本; SUS420 ).
国标GB;1Cr18Ni9Ti (美国; 304, 日本; SUS304 ). 拉深很好用 ,但拉深过三次一定要退火哦[950!~1000度]!(这是经验,如果你不退火,就是放在仓库里的成品有时也会暴裂的)
F. H.S.STEELS(高速工具钢)
国标GB; W18Cr4V
G. CARBON STEELS碳素钢
国标GB;T8 (美国; W1A-8 , 日本; SKH5 ).
国标GB;T10 (美国; W1A-9½, 日本SKH3; ).
国标GB;Q235(旧标准A3)(美国; Gr.D, 日本; SM400A ).
国标GB;20-50(例45#钢是也)(美国; 1020-1050, 日本S20C-S50C; ).
国标GB;GCr15轴承钢 (美国; 52100, 日本SUJ2; ).
★另外如标有:Spcd, 或Spcc, 或Spcen是指日本冷轧钢板,有单光片,双光片等.(交货时分捆片和张片)
Spcd; (冷扎板)(1/2硬) P
Spcc; (冷扎板) 相当于国产08L冷板(深拉深板1/4硬) S
Spcen;(冷扎板)(最深拉深软板)Z
SPHC(热扎板)
SECC(镀锌板)
SGCC(热镀锌板)
C5102,C 5191是指日本磷铜片
C1720,是指日本铍青铜片
★最近我国研制四种性能优良的模具用钢:65Cr4W3Mo2VNb(简称65Nb),7Cr7Mo3V2Si(简称LDl),5Cr4Mo3SiMnVAl(简称012Al),6Cr4Mo3Ni2WV(简称CG2).
65Nb,012Al和CG2相当并优于高速钢,抗压强度比Cr12MoV钢高.
65Nb和LDl耐磨性较好
012Al和CG2韧度较好
另外:
牌号 日本 美国 类型 用途
1Cr18Ni9Ti SUS321 321 奥氏体 使用最广泛,适用于食品、医药、原子能工业.
0Cr25Ni20 SUS310S 310S 奥氏体 炉用材料.
1Cr18Ni9 SUS302 302 奥氏体 经冷加工有高的强度,建筑用装饰部件.
0Cr18Ni9 SUS304 304 奥氏体 我们通常拉深件用的不锈钢材料就是它
00Cr19Ni10 SUS304L 304L 奥氏体 抗腐蚀性要求高、耐热零件及热处理有困难的零件.
1Cr17Ni7 SUS301 301 奥氏体型 我们通常做端子类的连续模用的条料(有弹性的弹片)就是它.
0Cr17(Ti) 铁素体型 用于洗衣机内桶冲压件,装饰用
00Cr12Ti 铁素体型 用于汽车消音器,装饰用
1Cr17 SUS430 430 铁素体型 俗称不锈铁,软料,用于重油燃烧器部件,家用电器.
0Cr13 SUS410S 410S 铁素体型 高韧性及受冲击负荷的零件,如汽轮机片,螺帽等.
1Cr13 SUS410 410 马氏体型 耐蚀性,一般用途、刀刃机械零件、泵杆餐具等.
2Cr13 SUS420J1 420 马氏体型 俗称不锈铁,硬料.淬火状态下硬度高,耐蚀性良好,作汽轮机叶片.
★★★18 GA CRS 是什么材质的钢板呢? CRS代表:COLD ROLLED STEEL
31G 0.25(厚度)
26G 0.45~0.5
25G 0.53
24G 0.6
22G 0.7
20G 0.9
18G 1.2
17G 1.4
16G 1.52


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滚齿原理www.tool-tool.com

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滚齿加工是根据范成法原理来加工齿轮轮齿的,是由一对轴线交错的斜齿轮啮合传动原理演变而来(图7- 2)。用齿轮滚刀加工齿轮的过程,相当于一对斜齿轮啮合滚动的过程(图7-2a),将其中一个齿轮的齿数减少到几个或一个,使其螺旋角增大(即螺旋升角很 小),此时齿轮已演变成蜗杆(图7-2b),沿蜗杆轴线方向开槽并铲背后,则成为齿轮滚刀(图7-2c)。因此,齿轮滚刀的实质就是一个螺旋角很大,导程 角很小,齿数很少(常用齿数为1,即单头滚刀),牙齿很长,绕了好多圈的斜齿圆柱齿轮。在它的圆柱面上等分地开有一定数量的容屑槽,经过铲背、淬火以及对 各个刀齿的前、后面进行刃磨,形成一把切削刃分布在蜗杆螺旋表面上的齿轮滚刀。当齿轮滚刀在按所给定的切削速度回转运动,并与被切齿轮作一定速比的啮合运 动过程中,在齿坯上就滚切出齿轮的渐开线齿形。

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7-2 滚齿原理(1)

a) 一对轴线交叉的螺旋齿轮啮合 b)其中一个齿轮齿数减少,螺旋角很大成了蜗杆

c)将蜗杆凯草病铲背成为滚刀

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7-3滚齿原理(2)

a)立体图 b)展成图

在 滚切过程中,分布在螺旋线上的滚刀各切削刃相继切去齿槽中一薄层金属,每个齿槽在滚刀旋转过程中,由若干个刀齿依次切出,渐开线齿廓则在滚刀与齿坯的对滚 过程中,由刀刃一系列瞬时位置包络而成,如图7-3b所示。因此,滚齿时齿廓的成形方法是范成法。成形运动是滚刀的旋转运动B1和工件的旋转运动B2组合 而成的复合运动,这个运动称为范成运动。当滚刀与工件连续不断地旋转时,便在工件整个圆周上依次切出所有齿槽,形成齿轮的渐开线齿廓。也就是说,滚齿时齿 廓的成形过程与齿坯的分度过程是结合在一起的。

由上述可知,为了得到所需的渐开线齿廓和齿轮齿数,滚切齿形时滚刀和工件之间必须保证严格的运动关系为:当滚刀转过1转时,工件必须相应转过k/z转(k为滚刀头数,z为工件齿数),以保证两者的对滚关系。

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碱土氟化物离子晶体中点缺陷形成能计算www.tool-tool.com

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金庆华 冯少新 郭振亚 李宝会 丁大同

  基于以前通过经验参数化途径得到的碱土氟化物电子壳模型参数和离子间互作用势参数,计算了CaF2,SrF2和BaF2晶体中点缺陷形成能.计算并对比了SrF2和BaF2的声子色散曲线与非弹性中子散射实验数据,再一次复验了经验参数集的质量.
  PACC:6000;6170B

CALCULATIONS OF THE FORMATION ENERGIES OF POINT
DEFECTS IN ALKALINE EARTH FLUORIDES*

JIN QING-HUA FENG SHAO-XIN GUO ZHEN-YA LI BAO-HUI DING DA-TONG
(Department of Physics, Nankai University, Tianjin 300071)

  ABSTRACT The formation energies of point defects in CaF2,SrF2 and BaF2 were calculated in terms of the shell model parameters and potential parameters of the interaction between the ions in these alkaline earth fluorides, which had been determined by empirical parameterization. Moreover, the calculated phonon dispersion relations for SrF2 and BaF2 were compared with the data of inelastic neutron scattering as a retest for the quality of these parameters.
  PACC:6000; 6170B

  1 引言

  虽然与晶体全局相比,点缺陷数量仅占极少份额,但却对晶体的许多与技术应用有关的性能起重大影响,为材料研究者所关注.
  对于离子晶体的讨论若以离子为体系的最小组构单元,则由坐标分别为r1,r2,…,rN的N个离子所构成体系的势能E可表示成

g1261-1.gif (1029 字节)

其中φij为两体互作用项,它们均只依赖于两个互作用离子之间的距离,是所谓中心力形式.Born模型在分析离子晶体结合能等问题的成功,引发了早期对点缺陷在原子尺度上的理论计算.
  Mott和Littleton对碱卤族物质的研究[1]标志着离子晶体缺陷理论的重大进展.他们除了在模型中引入对离子本身的极化考虑之外(后人称之为极化点离子模型:PPI——polarizable point ion[2]),还对围绕缺陷周围离散晶格所发生的极化和位移场进行了连续近似处理.这种理论途径在应用上所受局限大体上来自用增加讨论中涉及离子数目来精化讨论结果时所面临的冗长计算.
  后来Boswarva和Lidiard发展了一种处理缺陷晶格的计算办法[3].首先他们注意到缺陷引起周围晶格畸变(弛豫)是随与缺陷距离增加而迅速衰减的.根据这样的特征,在讨论中可以将缺陷晶格划分成两个区域加以不同性质的处理.
  内域Ⅰ 包括以点缺陷为中心以及若干包层上的离子,按它们的弛豫位形以离散方式直接进行计算.
  外域Ⅱ 除Ⅰ区以外的其余部分,在与缺陷相距足够远的情况下,离散的畸变可基于某种近似而以连续方式描述,采用简谐处理.
  如果基于某种合理假设而对Ⅱ区平衡畸变可以另行计算,则剩下的问题就集中于如何确定使体系能量极小化的Ⅰ区弛豫位形.一般而言假设的合理性是随Ⅱ区远离缺陷而增加的,但随Ⅰ区的扩展,直接计算要卷入更多的离子,所以如何提高数值运算的效率就很重要.
  根据“力平衡”(force-balance)要求以及对于两体势模型有获取一、二阶导数的便利.Norgett等人在叠代计算途径上选取Fletcher-Powell的变尺度(variable-metric)方法[4]建立了HADES程序[5].HADES是功能很强的程序,因其高效率而大大节省了数值计算工作量.在实际应用时Ⅰ区离子数量可超过102;对于电子壳模型(shell model),描述离子状态的独立变量倍增,意味着数值计算要涉及约103个变量的优化.Catlow和Norgett用HADES计算了包括碱土氟化物[6,7]在内的许多晶体缺陷问题.本文对碱土氟化物CaF2,SrF2和BaF2离子晶体中点缺陷形成能是用自建的FLUOR-1程序计算的.由于FLUOR-1程序原理与HADES一致,引用Catlow和Norgett有关碱土氟离子晶体势参数[6],FLUOR-1高精度地复现了他们所报道的计算结果.
  本文对CaF2,SrF2和BaF2晶体点缺陷形成能的计算工作,与Catlow和Norgett工作不同之处是本文尽量地引用了近期实验数据,并为了电子壳电荷必须为负值的物理模型要求,全面调整了碱土氟离子晶体势模型所涉及的参数.据此计算的完善晶体物性参量理论值与实验数据有令人满意的符合[8].同时也将本文据此进一步计算的缺陷形成能结果建立在与模型自洽的合理基础之上.

  2 模型

  Dick和Overhauser建议的电子壳模型[9]将晶体中每个离子视为由离子实心(电荷X,,质量M)和电子壳(电量Y,质量m→0)构成,它们之间以用各向同性弹性系数K表征的简谐恢复力相耦合.离子的净电荷Q=X+Y.于是讨论离子晶体时所涉及的组构单元较原先增加了一倍,组构单元之间的互作用有三类:
  (1)如果一个离子自身的电子壳和实心发生相对位移rij=|ri-rj|,则用

g1262-1.gif (520 字节)(i——电子壳;j——实心)

表示因位移而导致的势能变化.但规定同属于一个离子自身的电子壳和实心之间不计Coulomb作用.
  (2)不同离子的电子壳、实心之间的Coulomb作用,取决于二者的电荷和距离;

φij(r)=XiXj/rij 或 XiYj/rij 或 YiYj/rij (i≠j).

  (3)对于碱土氟化物离子晶体的正离子-负离子最近邻非Coulomb作用(描述分属正、负离子的电子壳之间的短程排斥)仍沿用Born-Mayer形式

φij(r)=A1exp(-r/ρ1)

描述,其中r为最近邻正、负离子电子壳中心之间的距离.次近邻F-离子—F-离子之间的非Coulomb作用,则统一用Backinham函数

φij(r)=A2exp(-r/ρ2)-C2/r6

描述,其中r为次近邻F-离子电子壳中心之间的距离.

  3 计算方案简介

  3.1 点缺陷形成能
  首先对体系中的粒子(在本文的讨论中“粒子”是离子实心、电子壳的总称)进行标码,然后设完整晶格的势能为

g1263-1.gif (742 字节)             (1)

其中Rk,R1为粒子在晶格中所处的理想位置.设缺陷晶格的势能为

g1263-2.gif (667 字节)             (2)

其中rk,r1为由于缺陷存在使晶格发生畸变后粒子的实际位置,则缺陷形成能E可简单地表示成二者的差异:

E=ED-EL.                   (3)

  在讨论Ri位出现空位缺陷时,形式上将i位粒子移向无穷,ri→∞,使i位粒子在ED求和中不再有贡献,但须保留Ri在EL中求和项的贡献.讨论ri位上出现填隙缺陷时在ED求和中要计入它与其他粒子的互作用,但形式上认为它是由无穷远(Ri~∞)移入该间隙位的,所以这个粒子在EL求和中没有贡献.根据以上这两种基本的约定,很容易将讨论逻辑式地延伸到置换式(或其他形式)点缺陷问题.
  3.2 分区战略
  按前节所述的分区战略,可不失普适地将E的求和人为地划分成三部分:

E=E1+E′2+E′3,                (4)

其中E1只涉及内域(Ⅰ区)粒子之间的相互作用,

g1263-3.gif (1344 字节)      (5)

E′3只涉及外域(Ⅱ区)粒子之间的相互作用,

g1263-4.gif (1362 字节)      (6)

E′2为Ⅰ区与Ⅱ区粒子之间的跨区相互作用,

g1263-5.gif (1304 字节)        (7)

  将Ⅱ区粒子相对理想位置的偏离写成ζjj=rj-Rj).注意到|ζj|《|Rj|的事实,对φjj′作展开,略去二阶以上的高阶项,消去零阶项后,可将E′3近似写成

g1264-1.gif (3031 字节)  (8)

  为了将后续计算纳入二次型,引入一辅助函数F

g1264-2.gif (3429 字节)  (9)

将E的表达式(4)改写成

E=E1+E2+E3,                 (10)

其中

E2=E′2-F; E3=E′3+F.              (11)

  把E′3中的两个线性成分合写成

g1264-3.gif (2442 字节)

之后,再与F中的线性项合并起来,得到

g1264-4.gif (4642 字节)  (12)

因为rj位粒子与自身之外晶格其他粒子间的作用能ej

g1264-5.gif (898 字节)

所以j粒子受力为

g1264-6.gif (1280 字节)

  在平衡条件下,体系中粒子受力为零,就意味着E′3+F将没有线性成分,说明如此构建的E3消去了对Ⅱ区变量的线性依赖,成为单纯的二次型.

g1264-7.gif (822 字节)

在平衡条件下,g1264-8.gif (660 字节)因为E1对Ⅱ区变量无直接依赖,所以有

g1264-9.gif (1969 字节)

据此可用g1264-10.gif (348 字节)表示E3,这是因为

g1264-11.gif (1818 字节)       (13)

这样就将E3从以前的表达式中消去而将缺陷形成能写成便于进行实际数值计算的形式:

g1265-1.gif (1473 字节)       (14)

其中已按本领域多数文献的习惯,改用x表示Ⅰ区变量r.其中远离缺陷的Ⅱ区中发生的平衡畸变{ζe}可按Mott-Littleton建议的近似方法加以确定[10].所以构建(14)式的意义在于将缺陷形成能归结为只涉及Ⅰ区中有限数目独立变量{x}的问题.
  这样就将问题纳入数值计算途径:按能量极小原则,通过优化途径选取一组实现E为最低值的变量集{x},并用其作为Ⅰ区弛豫位形的详尽描述.
  3.3 变尺度法
  根据(14)式可直接推演E对x的一阶导数和二阶导数的显式:

g1265-2.gif (914 字节)          (15)

这样,基于某与真实相近的起始估计位形x′便可根据(14)式计算相应的E(x′)以及根据(15)式计算对应的g和w,然后建立进一步计算E(x)的公式:

g1265-3.gif (971 字节)          (16)

可将(16)式看成E在x′附近展开,即δ=x-x′.进而如果改变量δ是由关系

δ=-w-1g

确定(w为正定矩阵),就会使变更后位形x=x′+δ所对应的能量有所降低;E(x′+δ)=E(x)<E(x′).重复这样的手续,可一步一步使能量递降,获取最低的能量优化值.但当Ⅰ区变量数目很大的情况下,若每一步都涉及求解逆矩阵w-1的冗长计算,将是很费时间的.所以本文也引用Fletcher和Norgett建议的所谓变尺度法(variable-metric method)[5],其核心思想是建立一与w-1相近的矩阵H-w-1,然后一次次对其进行修改.具体的步骤是
  (1) 根据初始的x1确定g1以及与w-1相近的矩阵H1;
  (2) 计算δ1=-H1.g1;
  (3) 根据x2=x11确定g2;
  (4) 以下列方式修正H1,获取H2:

g1265-4.gif (2172 字节)

这种对H进行修改的手续一次一次地进行下去,由于在叠代逼近中每次均只对H进行即时调变,避免了求解逆矩阵手续,从而大大地提高了计算效率.

  4 碱土氟化物离子晶体中的点缺陷形成能计算

  4.1 势参数和模型参数的确定
  在经验参数化的研究中,晶体中种种两体互作用所涉及的参数(如Backinham函数中的A,ρ,C;电子壳模型中的Y,k;离子净电荷Q等等)是根据晶体的种种实验观测数据通过尝试误差法拟合确定的[8,11].
  Catlow和Norgett曾报道有关CaF2,SrF2和BaF2晶体的势参数和电子壳模型参数,并论证基于这些参数所计算的一系列晶体性质与实验观测值之间有高精度的符合.但在他们报道的模型参数中,Ca和Sr离子的电子壳电荷为正值[6,7],是有悖电子壳模型初衷的.在我们重新讨论这一问题时,首先将电子壳电荷必须一律为负值作为经验参数化研究的先决条件,其次在拟合势参数和模型参数时尽量引用近期报道的实验数据.当将F-离子的净电荷调整到0.97电子电量时,得到表1所列CaF2,SrF2和BaF2晶体势参数和模型参数,根据这组参数计算的晶体性质与实验观测有良好的符合[8].

表1 CaF2,SrF2和BaF2晶体的势参数和电子壳模型参数

  CaF2 SrF2 BaF2
A+-/eV 4737.1 5263.3 3694.4
ρ+-/nm 0.02465 0.02591 0.02898
A--/eV 1127.7 1127.7 1127.7
ρ--/nm 0.02753 0.02753 0.02753
C/10-6eV.nm6 15.83 15.83 15.83
Y+(|e|) -14.17 -17.60 -16.27
Y-(|e|) -2.13 -2.13 -2.13
k+/102eV.nm-2 3770.7 3403.9 1708.0
k-/102eV.nm-2 72.9 70.5 72.8
注:Y+,Y-:正、负离子电子壳电荷,k+,k-:正、负离子实心与电子壳间弹性耦合系数.

  此后,为了对表1所列参数进行更为严格的检验,我们进一步计算了上述三种晶体的声子谱.图1和图2示出这些理论计算曲线与SrF2和BaF2的中子散射实验数据[12]的对比.可以认为表1所列的参数集为进一步计算晶体的点缺陷形成能奠定了可靠的基础.

1266-1.gif (6991 字节)1266-2.gif (6554 字节)

图1 SrF2的声子色散曲线在三个特征方向的测量值(用不同符号表示)
与计算值(用实线表示)对照图 每条线用群表示符号标志

1267-1.gif (6155 字节)1267-2.gif (5540 字节)

图2 BaF2的声子色散曲线在三个特征方向的测量值(用不同符号表示)
与计算值(用实线表示)对照图 每条线用群表示符号标志

  4.2 CaF2,SrF2和BaF2离子晶体的点缺陷形成能
  我们自建计算离子晶体点缺陷形成能程序,FLUOR-1的计算方案见第3节.对于Ⅰ和Ⅱ区粒子间的长程Coulomb作用的数值计算引用了Ewald方法以及Epstein公式[13],从而得到快速收敛的效果.有关程序原理的细节可参看AERE Harwell Report R 7650(1974).我们曾引用Catlow和Norgett的势参数和模型参数作为输入,改用FLUOR-1程序计算,高精度地复现了他们用HADES程序计算的结果,以此作为FLUOR-1程序运行质量的检验.
  表2所列CaF2,SrF2和BaF2点缺陷形成能是基于表1所列参数通过FLUOR-1程序计算的.为了与Catlow和Norgett以前的工作相对照,表2也列出他们报道的计算结果[7].可以看出,虽然二者所依据的势参数和模型参数有相当大的差别,但所得计算结果却十分接近.

表2 本文和Catlow等人对CaF2,SrF2和BaF2点缺陷形成能的计算值

形成能/eV CaF2 SrF2 BaF2
本文
计算值
Catlow
计算值
本文
计算值
Catlow
计算值
本文
计算值
Catlow
计算值
正离子空穴 22.77 23.17 21.50 22.09 19.82 20.98
负离子空穴 4.75 4.85 4.58 4.80 4.11 4.52
正离子间隙位 -14.79 -14.84 -13.53 -14.20 -12.41 -13.46
负离子间隙位 -1.87 -2.10 -1.96 -2.42 -1.92 -2.54
正离子Frenkel对 7.98 8.00 7.97 7.57 7.41 7.22
负离子Frenkel对 2.88 2.75 2.62 2.38 2.19 1.98
Schottky 6.00 5.75 6.04 5.92 5.35 5.64
  感谢Louis Michel (Membre de I' Académie des Sciences)教授对我们工作所提供的帮助.

*国家高技术研究发展计划(批准号:715-001-0102)资助的课题.
*Project supported by the Foundation of High Technology Research and Development Plan of China (Grant No.715-001-0102).

作者简介:丁大同:通讯联系人.

作者单位:南开大学物理系,天津 300071

[1]N.F.Mott,M.J.Littleton,Trans.Faraday Soc.,34(1938),485.
[2]A.B.Lidiard,M.J.Norgett,In ‘Computational Solid State Physics’, ed.F.Herman,N.W.Dalton,T.R.Koehler(Plenum Press,New York,1972),p.385.
[3]I.M.Boswarva,A.B.Lidiard,Phil.Mag.,16(1967),805.
[4]R.Fletcher,M.J.D.Powell,Comput.J.,6(1963),163.
[5]M.J.Norgett,UKAEA Report,AERE-R7650(1974).
[6]C.R.A.Catlow,M.J.Norgett,J.Phys.C:Solid Stat.Phys.,6(1973),1325.
[7]C.R.A.Catlow,M.J.Norgett,T.A.Ross,J.Phys.C:Solid Stat.Phys.,10(1977),1627.
[8]冯少新、金庆华、郭振亚等,物理学报,47(1998),1811,[Feng Shao-xin,Jin Qing-hau,Guo Zhen-ya et al.,Acta Physica Sinica,47(1998),1811(in Chinese)].
[9]B.G.Dick,A.W.Overhauser,Phys.Rev.,112(1958),90.
[10]C.R.A.Catlow,R.James,W.C.Mackrodt et al.,Phys.Rev.,B25(1982),1006.
[11]C.R.A.Catlow,W.C.Mackrodt,In ‘Computer Simulation of Solids’,ed.C.R.A.Catlow,W.C.Mackrodt,Lecture Notes in Physics, Vol.166(Springer,Berlin,1982),p.3.
[12]H.Bilz,W.Kress,in ‘Phonon Dispersion Relations in Insulators’, Spring Series in Solid-State Sciences, Vol.10(1979).
[13]M.P.Tosi,Solid State Physics,16(1964),1.

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钻尖数控刃磨中的尾隙角研究www.tool-tool.com

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吕彦明 樊 锐 陈五一 陈鼎昌

  摘 要 通过对尾隙角的分 析研究,提出了作用尾隙角的概念,给出了作用尾隙角的计算方法,研究了刃磨参数对作用尾隙角的影响.给出了作用尾隙角在数控刃磨求取刃磨参数中的应用方 法.研究表明,尾隙角是关系到钻头钻削性能的重要参数,数控刃磨中的几个刃磨参数对它的影响程度由大至小的次序为θ、Cy、σ、ω、Cx.
关键词 钻头;刃磨;结构参数;数控;作用尾隙角
  分类号 TG 506.7

Study on Effect Tail Clearance Angle in NC Sharpening of Twist Drills

Lü Yanming Fan Rui Chen Wuyi Chen Dingchang
(Beijing University of Aeronautics and Astronautics,Dept. of Manufacturing Engineering)

  Abstract Through studying the flank face geometry of twist drills, a new concept of effect tail clearance angle is proposed. A method for calculating the effect tail clearance angles is given. The relations between grinding parameters and the effect clearance angles are studied.This paper also shows how to use the new concept as a further criterion to arrive at a solution to the conical grinding method for a drill of given specification. The results show that the tail clearance angle is a very important parameter to drills performance, and the sharpening parameters determine the tail clearance angle. Five sharpening parameters have different effect on the tail clearance angle, θ has the most significant influence and the order of the significance of the other four is Cy、σ、ω、Cx.
Key words drill bits; cutter sharpening; structure parameters; numerical control; effect tail clearance angle

  圆锥面刃磨的理论已有很多学者进行了研究[1~8], 目前已较为成熟.但在实际应用中发现,有时刃磨出的钻头虽然横刃斜角、锋角及结构后角都满足设计要求,但钻头却不能使用,因为钻头后刀面有回翘.尾隙角是 在以钻轴为轴心线的圆柱剖面内,后刀面和端面的夹角.尾隙角为负值就会发生回翘.由此可见尾隙角是关系到钻头能否使用的重要参数.文献[1,2]在求数控 刃磨参数时,为得到唯一确定解都采用尾隙角作为辅助参数,文献[2]以钻头圆周距外刃点45°或60°处的尾隙角略大于结构后角为辅助条件.但都没有深入 研究尾隙角.尾隙角是关系到钻头是否回翘是否能使用的重要参数,有必要对其分布(包括圆周分布和半径分布)、变化规律进行深入研究.以便为它的有效控制提 供理论依据.

1 尾隙角

  图1所示为园锥面刃磨原理图.钻尖为坐标系的原点,钻轴为z轴,锥轴平行于y-z平面,θ为园锥锥角,σ是钻轴与锥轴在与它们平行的平面内投影的夹角,ω是钻头主刃与y轴在钻头轴截面投影的夹角.锥顶坐标为(-Cx,Cy,-Cz).

t463-1.gif (2124 bytes)

图1 圆锥刃磨原理

  这里选主刃上一点m,它的切削圆周与钻头后刀面相交得一曲线,如图2所示,称这一曲线为该主刃点的后背刃型曲线.将这一曲线沿所在园周展开,如图3所示.曲线上某一点n与主刃点连线同水平轴的夹角就是该点的尾隙角.

t462-2.gif (3935 bytes)

图2 圆周角

 

t463-1.gif (2124 bytes)

图3 后背刃型圆周展开

某主刃点对应的尾隙角,其值如下:

g462-1.gif (580 bytes)   (1)

式中,zm、zn分别是主刃点及其后背曲线上所选点z轴坐标值;Ωm、Ωn分别是主刃点及其后背曲线上所选点圆周角(单位为rad);ri是主刃点的圆周半径.
  根据图1所示的刃磨原理,可得后背曲线的z值为

g463-1.gif (603 bytes)   (2)
a=sin2σ-cos2σtg2θ   (3)
b=-xsin2σ-2cosσ(xsinσ-ltg2θ)   (4)
c=(y-Cx)2-x2cos2σ-tg2θ(xsinσ-l)2   (5)
x=rcosΩ   (6)
y=rsinΩ   (7)
l=Cy/sinσ   (8)

  当刃磨参数确定以后,z是Ω和r的函数.尾隙角也是Ω和r的函数.图4中Ωa为相应主刃点的圆周角.z对Ω求导,用z′表示其导数,z″表示二阶导数,如果在(Ωb,Ωa)范围内导数均大于0,其二阶导数也大于0,展开曲线如图4中的1,主刃点的尾隙角最小;二阶导数小于0,如图中2,Ωb处的尾隙角最小;如果在(Ωb,Ωa)范围内导数均小于0,如图中3,尾隙角均小于0,最小尾隙角在Ωb处;如果导数由大于0变为小于0,如图中4,最小尾隙角在Ωb处且小于0;如果导数值由小于0变为大于0,如图中5,曲线拐点处的尾隙角最小.

t463-2.gif (2160 bytes)

1—z′>0,z″>0;2—z′>0,z″<0;3—z′>0;4—由z′>0到z′<0;5—由z′<0到z′>0
图4 后背刃形曲线

  尾隙角也是r的函数,随着r的变化而变化.图5是4组刃磨参数刃磨得到钻头,在相同圆周 角不同位置半径的尾隙角变化情况.由图可见,同一后刀面,半径由1mm增至2mm时,尾隙角减小较大,之后尾隙角随半径增加变化不太大,钻头外园处的尾隙 角不一定最小.不同后刀面之间,某后刀面外园处的尾隙角较大,则它的其他位置的尾隙角相应也较大.

t463-3.gif (1950 bytes)

钻头直径d=10mm,2W=1.6mm
1—Cx=2.770mm,Cy=2.439mm,θ=51.1°,σ=10°,ω=36.2°;
2—Cx=1.636mm,Cy=0.881mm,θ=51.1°,σ=10°,ω=36.2°;
3—Cx=3.759mm,Cy=2.268mm,θ=52.7°,σ=10°,ω=48.4°;
4—Cx=1.844mm,Cy=0.567mm,θ=52.7°,σ=10°,ω=48.4°图5 位置半径与尾隙角

  从上面分析不难看出,钻头后刀面的每一点的尾隙角都不 同,实际使用中关心的是后刀面上最小尾隙是否小于0,如果小于0,则对正常钻削存在干涉.但是由于后背曲线的数学解析式较为复杂,求取整个后刀面上最小尾 隙角较为困难.从图5可以看出钻头外圆处尾隙角虽然不一定是最小,但较接近最小值,另外如果外圆处最小尾隙角大,其它位置的最小尾隙角也大.为计算测量方 便暂选外圆处的最小尾隙角作为限制条件.当其取值较小时,应验算其他点的最小尾隙角.
  把外圆处的最小尾隙角定义为作用尾隙角.以绕钻轴旋转角度Ω为参变量求作用尾隙角,过外刃点的钻头轴截面如图6所示,w1/w2的值是钻头毛坯决定的,它的大小决定了钻头的强度和排屑性能,这里暂称它为容屑比.普通钻头w1的值在70°~90°.外刃点的圆周角为

Ωa=3.14+arcsin(xa/R)   (9)

式中,xa为外刃点的x坐标值;R为钻头半径.

t463-4.gif (3233 bytes)

图6 钻头轴截面

  沟背与外刃点后背曲线交点的圆周角为

g464-1.gif (738 bytes)   (10)

式中,T为螺旋沟槽的导程;Zb是后背交点的z轴座标值;za是外刃点的z轴座标值.
  在圆周角[Ωba)范围内求作用尾隙角.

2 刃磨参数与作用尾隙角

  图7、图8、图9、图10、图11中横轴为圆周坐标值,纵轴为钻头轴向坐标,正向背向钻尖.原点为所选主刃点.

t464-1.gif (2095 bytes) t464-2.gif (2093 bytes)

0—θ=51.1°;1—θ=44.1°;2—θ=34.1°
3—θ=24.1°;4—θ=14°
图7 θ与后背曲线

0—Cy=14mm;1—Cy=39mm;2—Cy=65mm;
3—Cy=90mm;4—Cy=115mm
图8 Cy与后背曲线



t464-3.gif (2456 bytes) t464-4.gif (2356 bytes)

0—σ=10°;1—σ=20°;2—σ=30°;
3—σ=40°;4—σ=50°
图9 σ与后背曲线

0—ω=30°;1—ω=24°;2—ω=18°;
3—ω=12°;4—ω=6°
图10 ω与后背曲线

 

t464-5.gif (1900 bytes)

0—Cx=0.8mm;1—Cx=1.2mm;2—Cx=1.6mm;3—Cx=2.0mm;4—Cx=2.4mm
图11 Cx与后背曲线

  由图7可知,当锥角由14.1°增至51.1°时,后背曲线由4变化到0,曲线形状由单调大比率下降到缓慢下降继以回翘.作用尾隙角在锥角为14.1°时,为最大67.4°,当锥角增至51.1°时,作用尾隙角减少到3.28°.
  由图8可知,Cy由14mm增至115mm时,曲线由0变化到4,由缓慢下降后回翘到纯粹上翘.作用尾隙角由4.1°减小到-23.2°.可见除曲线0所对应的刃磨参数磨出的钻头能用外,其它几组刃磨参数刃磨出的钻头都不能用.
  由图9可知,所选的一组刃磨参数刃磨出的钻头,后背刃沿圆周展开的曲线均成抛物线型,先下降而后回翘.拐点随σ角的增大而后移.σ角由10°增至50°,作用尾隙角也由-10.8°增至3.46°.
  由图10可知,主刃在钻头端面投影与x轴的夹角ω对后背刃型的影响和角σ相反,随角ω增加,曲线的拐点向前移动,回翘较早开始.作用尾隙角也由6.53°减小到-4.97°.
  由图11可见,Cx的大小对后背刃型的影响不太大,对作用尾隙角的影响自然也不太大.所选的一组参数中,Cx的值由0.8mm增至2.4mm,刃型曲线基本上都靠近横轴缓慢变化.随着Cx的增大,曲线的拐点后移,作用尾隙角由-1.2°增至3.69°.
  在比较各刃磨参数对作用尾隙角影响大小时,为了减小因所选参数的单位、范围不同引起的差异,先将它们无量纲化.将某参数的变化范围与其起始点(最小 值)的比值,定义为该参数的相对变化率.单位变化率引起的作用尾隙角的变化量就反映了该参数对作用尾隙角的影响程度.如果这个比值较大,说明该参数单位变 化率引起的作用尾隙角变化较大,该参数对作用尾隙角的影响较大.
  表1是各参数的取值范围,表2是各参数变化对作用尾隙角影响一览表.由表2可知,圆锥角对作用尾隙角的影响最大,其他参数对作用尾隙角的影响,由大到小的次序为Cy、σ、ω、Cx.

表1 刃磨参数的变化

参数 Cx/mm ω/(°) σ/(°) θ/(°) Cy/mm
变化范围 0.8~2.4 6~30 10~50 14~51 14~115

 

表2 刃磨参数的变化对作用尾隙角的影响

参数 相对变化率/% 作用尾隙角变化量/(°) 影响系数
Cx 2 4.89 2.445
ω 4 11.44 2.86
σ 4 14.26 3.565
θ 2.837 64.12 22.6
Cy 7.2 27.3 3.792
3 作用尾隙角在决定刃磨参数中的应用

  作用尾隙角大于结构圆周后角时,它的变化对钻头的切削性能影响不大,所以只要要求它略大于结构圆周后角即可.为简化求解过程,作用尾隙角先不确定具体值,而只给定下限值等于结构圆周后角.
  根据文献[1],按图1所示刃磨原理刃磨时,刃磨参数与设计参数有以下关系:

cosφcosσ+sinφsinσcosωcosθ=0   (11)
tgαf={cos(w-ω)[tgω+
tg(w-ω)(cos2σ-sin2σtg2θ)-
tgvtg(w-ω)sinσcosσsec2θ]}/
[tgv(sin2σ-cos2σtg2θ)-sinσcosσsec2θ]   (12)
g465-1.gif (289 bytes)   (13)
g465-2.gif (1466 bytes)   (14)
ψ=180-ω-ψ′   (15)
g465-3.gif (642 bytes)
g465-6.gif (983 bytes)
g465-4.gif (541 bytes)   (16)
g465-6.gif (983 bytes)   (17)

上述公式中W是钻芯半径.
  在求刃磨参数时,先根据机床结构给出σ的范围.以σ为参变量,根据设计要求的、αf,由方程(11)、(12)、(13)、(14)求出ω和θ.再由设计参数ψ和已求出的ω、θ及参变量σ,由式(15)、(16)可求出Cx/Cy,再由式(17)求出Cy.最后求出作用尾隙角.如果作用尾隙角大于结构圆周后角,则此时的参变量σ及相应的ω、θ、Cx和Cy即为所求的刃磨参数.
  表3是根据上述方法求得的数据,钻头直径为10mm,容屑比为0.8,沟槽螺旋角为30°,2W=1.6mm,2=118°,αf=14°,ψ=120°.

表3 计算结果

序数 σ/(°) Cx/mm Cy/mm ω/(°) θ/(°) αh/(°)
1 10 2.777 2.439 36.2 51.1 6.01
2 15 2.370 3.898 21.2 45.2 7.769
3 20 2.105 5.056 14.2 39.8 9.472
4 25 1.958 6.365 10.2 34.6 11.25
5 30 1.826 7.845 7.4 29.4 13.3
6 35 1.732 9.824 5.4 24.3 15.79
7 40 1.641 12.63 3.8 19.2 19.8
8 42 1.649 14.7 3.3 17.2 19.0
  由表3可知第6、7、8组数据刃磨得到的作用尾隙角均大于结构后角,作用尾隙角越大钻头强度越低,所以如无特殊说明,作用为隙角略大于结构后角便可,因此取第6组的参数为所求刃磨参数.
  由表3可以看出,如果机床结构限制σ角只能在小于30°的范围变化,那么作用尾隙角只能小于结构圆周后角.所以在机床设计时一定要首先根据刃磨钻头的结构参数范围,求出刃磨参数的范围,以此确定机床的结构及运动行程.

4 结 论

  1) 刃磨圆锥面钻头时,尾隙角是一个关系到钻头能否使用的重要参数.应该同结构圆周后角、锋角以及横刃斜角一样看待;
  2) 钻头后刀面上尾隙角随圆周角及位置半径变化而变化;
  3) 尾隙角随刃磨参数的变化而变化,几个刃磨参数对尾隙角的影响程度不同,圆锥角θ的影响最大,其他参数对尾隙角影响程度由大至小的次序为:Cy、σ、ω、Cx
  4) 尾隙角随圆锥角的增加而减小;随Cy增加而减小;随σ角的增加而增大;随ω的增加而减小;随Cx的增加而增大;
  5) 当尾隙角小于零时,钻头不能使用;当它大于结构圆周后角时,其对钻头的钻削性能影响不大;当它大于零但小于结构圆周后角时,它的作用在一定程度上相当于结构圆周后角;它对钻削力、钻削质量以及钻头寿命有何影响,还有待进一步研究.

1) 国家部委基金资助项目

作者简介:第一作者 男 32岁 博士生 100083 北京

作者单位:北京航空航天大学 制造工程系

参考文献

 [1] Armarego E J A, Rotenberg A. An investigation of drill point sharpening by the straight lip conical grinding method.Int J Mach Tool Des Res,1973, 13 : 155~164
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 [3] 张 伟. 钻尖数控刃磨技术研究:[学位论文].北京:北京航空航天大学制造工程系,1993
 [4] Fujil S, Deveries M F, Wu S M.An analysis of drill geomrtry for optimum drill desige by computer.Journal of Engineering for Industry,1970(8):657~666
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 [6] Tsai W D, Wu S M. A mathematical model for drill point design and grinding.Journal of Engineering For Industry, 1979, 101: 333~340
 [7] Fugelso M A, Wu S M.An analysis and categorization of twist drill grinding. Journal of Engineering for Industry, 1979, 101: 205~214
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NPT,PT,G 都是管螺纹. NPT 是 National (American) Pipe Thread 的缩写,属於美国标准的 60 度锥管螺纹,用於北美地区.国家标准可查阅 GB/T12716-1991 PT 是 Pipe Thread 的缩写,是 55 度密封圆锥管螺纹,属惠氏螺纹家族,多用於欧洲及英联邦国家.常用於水及煤气管行业,锥度规定为 1:16. 国家标准可查阅 GB/T7306-2000 G 是 55 度非螺纹密封管螺纹,属惠氏螺纹家族.标记为 G 代表圆柱螺纹.国家标准可查阅 GB/T7307-2001 另外螺纹中的1/4、1/2、1/8 标记是指螺纹尺寸的直径,单位是英吋.行内人通常用分来称呼螺纹尺寸,一吋等於8分,1/4 吋就是2分,如此类推. G 好像就是管螺纹的统称(Guan),55,60度的划分属于功能性的,俗称管圆。即螺纹由一圆柱面加工而成。 ZG俗称管锥,即螺纹由一圆锥面加工而成,一般的水管接头都是这样的,老国标标注为Rc ------------------------------------------------------ 公制螺纹用螺距来表示,美英制螺纹用每英寸内的螺纹牙数来表示,这是它们最大的区别,公制螺纹是60度等边牙型,英制螺纹是等腰55度牙型,美制螺纹60度。公制螺纹用公制单位, 美英制螺纹用英制单位。 管螺纹主要用来进行管道的连接,其内外螺纹的配合紧密,有直管与锥管两种。公称直径是指所连接的管道直径,显然螺纹大径比公称直径大。 1/4,1/2,1/8是英制螺纹的公称直径,单位是英寸。
(1)非螺纹密封的管螺纹
螺纹特征代号 尺寸代号 公差等级代号 - 旋向代号
螺纹特征代号用G表示,尺寸代号用1/2,3/4,1,11/2......表示.公差等级代号:对外螺纹分A,B两级标记,对内螺纹则不标注.左旋螺纹加注LH,右旋不标注.如"G2A","G2-LH","G2"等.
(2)用螺纹密封的管螺纹
螺纹密封的管螺纹根据GB/T7306—2000,其代号分别为圆柱内螺纹Rp和与其相配合的圆锥外螺纹R1;圆锥内螺纹Rc和与其相配合的圆锥外螺纹R2 ;其标注格式如下:
螺纹特征代号 尺寸代号 旋向代号
左旋圆锥内螺纹 Rc 3/4LH ;左旋圆锥外螺纹R2 3/4 LH ;螺纹副:Rc / R2 3/4LH
右旋尺寸代号为3/4的圆柱内螺纹与圆锥外螺纹所组成的螺纹副: Rp / R1 3/4
应注意的是:管螺纹的尺寸代号值的单位为英寸,表示带有外螺纹的管子的近似通径,而不是管螺纹的大径.标注时应使用指引线从大径引出标注出其尺寸代号.管螺纹的大径,小径和螺距,可根据尺寸代号从相应的管螺纹国家标准中查得.

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ベイナイト鋼の微細組織と機械的特性の関係www.tool-tool.com

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【目的】

ベイナイトは微細なα相と炭化物(材料中に含まれる構成元素の濃度を意味し,重量濃度(weight %; wt%)や原子数比(atomic %; at%)で表わす.)(炭素と金属原子との化合物を指す.)粒子からなり、変態温度などによって様々な形態のベイナイト組織が形成される。ベイナイト鋼では機械的特性を向上させる方法の一つとして、 方位の異なる微細なベイナイトを生成させることによる組織微細化が行われている。この研究では、 ベイナイトの生成形態が異なる試料を用い、ベイナイト組織が機械的特性に及ぼす効果を検討した。

【実験方法】

今回、用いた鋼材の化学組成をTable 1に示す。R鋼とB鋼ではベイナイトの生成形態が異なる。 それぞれγ化後、等温保持しベイナイトを生成させた。R鋼は温度を、B鋼は時間を変えて、 熱処理を行った。その後、光学顕微鏡による微細組織観察、ビッカース硬度(材料の硬さを表示するために「硬度」という尺度を用いる.材料表面にダイアモンド圧子を打ち込み,材料内へ圧子が沈まないほど「材料が硬い」ことになる.「材料が硬い」ほど硬度の値は高い.このダイアモンド圧子を用いて硬度を計測する方法を指す.)測定、歪速度(歪(変形することによる長さの変化量/元の長さ)の単位時間当りの変化量.)10-4/sで の引張試験を行った。

【結果】

①組織観察Fig.1に光学顕微鏡写真を示す。(a) はR鋼の組織であり、多方位に生成されたベイナイト・ラス (ベイナイトは非常に微細な析出物である.形状がラス(細長い板)状であるので,一個のベイナイトをこのように呼ぶ.)が主体である。 (b) はB鋼の組織である。一定方向に伸長したラスの束状組織であるブロックが 主体となっている。
②機械的性質 ビッカース硬度測定により、多方位ベイナイトの方が硬いことが分かった。多方位な組織の方が微細で あり、R鋼の方が粒内の炭化物が多いため、ブロック主体の組織より硬くなると考えられる。 引張試験の結果、降伏強さ(材料を引っ張っている際に,最初は力を除去すると,元の形状に戻る(弾性変形という)が,ある歪(伸び)以上を材料に与えると,元の形状に戻らなくなる(塑性変形という)。この弾性変形から塑性変形に移行するときの材料の強度を指す.)靭性(材料が衝撃に対して強くなる性質.)ともに、多方位ベイナイトの方が優れた性質を示した。 降伏強さに関しては、硬度と同じ理由が考えられる。多方位な組織の靭性が良いのは、破面単位が小さいためだと考えられる。


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