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溫度增长速率，掲示出 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溫度场分析、计算 结果，可准确定位出刀具磨损过程中最大应力和最高溫度产生的部位，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】：
[0032] 图1为轴向分层切削中刀具与试件的接触关系示意图；
[0033] 图2为图1的侧视图；
[0034] 图3为试验刀具的左扩宽示意图；
[0035] 图4为试验刀具的右扩宽示意图；
[0036] 图5为试件的螺纹展开示意图；
[0037] 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；
[0038] 图7为试验刀具磨损前与大螺距螺纹试件的接触示意图；
[0039] 图8为试验刀具磨损后与大螺距螺纹试件的接触示意图；
[0040] 图9为修正刀具模型图；
[0041 ]图10为试验刀具有限元模型图；
[0042] 图11为刀具最大应力随后刀面磨损宽度的变化曲线图；
[0043] 图12为最高溫度位置提取示意图；
[0044] 图13为试验刀具溫度随后刀面磨损宽度的变化曲线图。
【具体实施方式】：
[0045] 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，Vf为刀具轴向 进给速度，V。为主运动速度，其两者之间构成相互垂直的笛卡尔坐标系；Kr为刀具主偏角， K/为刀具副偏角，丫诚刀具副后角，a日为刀具前角为试件的螺旋升角，en、er2分别为螺 纹的左、右牙侧角，Erl '为刀具的左刃侧角，'为刀具的右刃侧角;d为试件的外径，d功试 件的小径，Cb为试件的中径，dw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;ap为径向切深，Zii为左刃单次加工余量，Zrj为右刃单次加工余量 (其中i = l，2…n，j = l，2…m)，hDl为刀具左刃车削时的切削层厚度，bDl为刀具左刃车削时 的切削层宽度，hDr为刀具右刃车削时的切削层厚度，bDr为刀具右刃车削时的切削层宽度;P 为试件螺距，虹、化分别为试件左右侧面的牙型半径，ri、n为刀具的左右牙尖圆弧半径;Ps为 切削平面，Pr为基面，Ay为刀具前刀面，Aa为刀具后刀面。
[0046] 车削大螺距螺纹试件时，刀具在每一次进刀过程中，切深ap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。
[0047] h>H=ap，eri = ￡ri'，Er2=er2'，B>b，I?i = ;ri，R2 = r2 (I)
[0048] 左刃切削时的切削层厚度及切削层宽度：
[0049] IiDi = Zii ? sin k/ (2)
[0化0] bDi = zii/sin k/ (3)
[0051 ]其每一次分层切削的理论切削层面积为：
[0052] Si = IiDi ? bDi = zii ? sin k/ ? (ap/sin k/ ) = zii ? ap (4)
[0053] 同理，右刃切削时，每一次分层切削的切削层面积为：
[0054] Sj = IiDr ? bDr = Zrj ? sin k/ ? (ap/sin k/ ) = Zrj ? ap (5)
[0055] 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Si、Sj与左右切削刃单次加工余量zii、zu和径向切深ap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。
[0056] 车削大螺距螺纹刀具磨损的测试方法；
[0057] 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W 转速lOrpm，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Wl 8化4v，刀具几何角度如表1所示；
[005引表1刀具几何角度
[0061 ]实验中，分别在切削行程为 15072111111、52752111111、94200111111、116808111111和139400111111时取 下刀头，利用VHX-1000 超景深S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。
[0062] 试验刀具的切削刃及后刀面磨损实验结果：
[0063] 试验刀具进刀4次，切削行程为15.072m时，切削刃纯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，切削刃纯圆半径为30.82WI1，刀具后刀面磨 损宽度为94.57WI1。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糖不平之处，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W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。
[0064] 试验刀具进刀21次，切削行程为94.22m时，切削刃纯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，切削刃纯圆半径为52.1化 m，刀具后刀面磨损宽度为175.63WI1。与初期磨损相比，前后刀面磨损使得切削刃纯圆半径 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糖表面已经磨平，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。
[0065] 试验刀具切削行程达到139.4m时，切削刃纯圆半径与右后刀面距刀尖3.6~5.4mm 处时，切削刃纯圆半径为69.37WI1，后刀面磨损宽度为212.07皿，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。
[0066] 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：
[0067] 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94.58皿、163.2皿、175.6皿、190.3皿和240.7皿，获得后刀面磨损宽度变化曲线如图6 所示，由图6可W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=个阶段，在运=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。
[0068] 刀具磨损的力热载荷计算方法：
[0069] 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 力场与溫度场，其边界条件如表2所示；
[0070] 表2边界条件
[0072] 刀具磨损的应力场计算方法及结果：
[0073] 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禪 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