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user: 3. 试验方案和结果分析 3.1. 试验方案 正交试验设计是通过正交表来合理安排与分析多因素、多水平试验的设计方法。由于正交试验的原理是从全面试验中选择出最具有代表性的组别进行试验，因此，在试验因素、水平数较多的情况下，正交试验法的优势在于极大程度的减少试验次数、减低研究人员的时间成本。 本文的正交试验采用三因素(切削速度v、每齿进给量f z 、铣刀悬伸量s)三水平正交试验。切削速度v的选取区间为70~90 m/min、每齿进给量f z 的选取区间为0.04~0.08 mm/z、铣刀悬伸量s的选取区间为35~100 mm。根据选定的试验因素及水平数，选择L9(3 4 )正交实验表，如表2所示。试验过程中保证切削深度a p = 1.625 mm不变。 Table 2 Orthogonal test table of 45 steel for internal thread millin 试验号因素 切削速度v (m/min) 每齿进给量f z (mm/z) 铣刀悬伸量s (mm) 1 70 0.04 35 2 70 0.06 60 3 70 0.08 100 4 80 0.04 35 5 80 0.06 60 6 80 0.08 100 7 90 0.04 35 8 90 0.06 60 9 90 0.08 100 表2. 内螺纹铣削45钢正交试验表 3.2. 试验结果与分析 根据正交试验表2，建立L9(3 4 )三因素三水平正交试验表，并且按照正交表进行内螺纹铣削试验。试验结束后对被加工材料的几何尺寸进行测量，将测量数据(中径偏差、螺距偏差、螺纹牙型左半角偏差、螺纹牙型右半角偏差)进行整理结果如表3、表4所示。 Table 3 Orthogonal test results of machining accuracy of 45 steel for internal thread millin 试验号 切削速度 (n) m/min (r/min) 每齿进给量f z (mm/z) 铣刀悬伸量s (mm) 中径偏差∆D 2 (mm) 螺距偏差∆P (mm) 牙型左半角偏差∆β l (mm) 牙型右半角偏差∆β r (mm) 1 70 (353.86) 0.04 35 0.0175 0.0024 0˚50'24'' 1˚8'34'' 2 70 (353.86) 0.06 60 0.0244 0.0035 0˚51'53'' 0˚58'53'' 3 70 (353.86) 0.08 100 0.0302 0.0043 0˚53'59'' 1˚27'1'' 4 80 (404.41) 0.04 60 0.0074 0.0011 0˚42'4'' 1˚8'6'' 5 80 (404.41) 0.06 100 0.0046 0.0007 0˚53'56'' 0˚41'19'' 6 80 (404.41) 0.08 35 0.0014 0.0002 0˚43'56'' 0˚20'14'' 7 90 (454.96) 0.04 100 0.0033 0.0005 0˚15'0'' 0˚8'16'' 8 90 (454.96) 0.06 35 0.0028 0.0004 0˚6'20'' 0˚5'6'' 9 90 (454.96) 0.08 60 0.0017 0.0003 0˚12'45'' 0˚0'56'' 表3. 内螺纹铣削45钢加工精度正交试验结果 Table 4 Range analysis of internal thread milling 45 steel test results tabl 试验指标 K i 切削速度v (n) m/min (r/min) 每齿进给量f z (mm/z) 铣刀悬伸量s (mm) 中径偏差 K 1 0.0721 0.0282 0.0217 K 2 0.0134 0.0318 0.0335 K 3 0.0078 0.0333 0.0381 K ¯ 1 0.0240 0.0094 0.0072 K ¯ 2 0.0045 0.0106 0.0112 K ¯ 3 0.0026 0.0111 0.0127 极差R 0.0214 0.0017 0.0055 因素主→次 v > s > f z 试验最优方案：v 3 f 1 s 1 螺距偏差 K 1 0.0102 0.0040 0.0030 K 2 0.0020 0.0046 0.0049 K 3 0.0012 0.0048 0.0055 K ¯ 1 0.0034 0.0013 0.0010 K ¯ 2 0.0007 0.0015 0.0016 K ¯ 3 0.0004 0.0016 0.0018 极差R 0.0030 0.0003 0.0008 因素主→次 v > s > f z 试验最优方案：v 3 f 1 s 1 牙型左半角 K 1 2˚36'16'' 1˚46'28″ 1˚40'40″ K 2 2˚19'56″ 1˚46'42″ 1˚46'42″ K 3 0˚34'5″ 1˚50'40″ 1˚50'40″ K ¯ 2 0˚52'5″ 0˚35'29″ 0˚33'33″ K ¯ 2 0˚46'39″ 0˚35'34″ 0˚35'34″ K ¯ 2 0˚11'22″ 0˚36'53″ 0˚36'53″ 极差R 0˚40'43″ 0˚1'24″ 0˚3'20″ 因素主→次 v > s > f z 试验最优方案：v 3 f 1 s 1 牙型右半角 K 1 3˚34'28″ 1˚24'56″ 1˚33'54″ K 2 2˚9'39″ 1˚45'18″ 2˚7'55″ K 3 0˚14'19″ 1˚48'11″ 2˚16'36″ K ¯ 1 1˚11'2″ 0˚28'19″ 0˚31'19″ K ¯ 2 0˚43'13″ 0˚35'6″ 0˚42'36″ K ¯ 3 0˚4'44″ 0˚36'4″ 0˚45'32″ R 1˚6'18″ 0˚7'45″ 0˚14'13'' 因素主→次 v > s > f z 试验最优方案：v 3 f 1 s 1 表4. 内螺纹铣削45钢试验结果极差分析表 1) 切削速度对尺寸精度偏差的影响 如图1所示，图1(a)、图1(b)分别为中径偏差、螺距偏差和螺纹牙型左、右半角偏差随切削速度的变化规律折线图。 可以看出中径偏差和螺距偏差随切削速度进一步增大而降低，但变化趋势较弱。牙型左半角偏差随切削速度进一步增大而降低，且变化趋势明显，而牙型右半角偏差随切削速度进一步增大而降低，且变化趋势一般。这是由于当切削速度从v = 70 m/min增大至v = 90 m/min时，一方面残留面积高度减小，理论粗糙度降低；另一方面，随着切削速度增大，切削力减小，刀具切削刃处磨损减弱，且被加工材料表面受力减小，表层金属塑性变形范围缩小，尺寸精度误差降低。 图1. 切削速度对尺寸偏差影响 2) 每齿进给量对尺寸精度偏差的影响 如图2所示，图2(a)、图2(b)分别为中径偏差、螺距偏差和螺纹牙型左、右半角偏差随每齿进给量的变化规律折线图。可以看出中径偏差和螺距偏差随每齿进给量进一步增大而增大，且变化趋势明显。牙型左半角偏差随每齿进给量进一步增大而增大，且变化趋势明显，而牙型右半角偏差随每齿进给量进一步增大而增大，且变化趋势较弱。 这是由于当每齿进给量从f z = 0.04 mm/z增大至f z = 0.08 mm/z时，一方面残留面积增大，理论粗糙度增大；另一方面，随着每齿进给量增大，切削力增大，刀具切削刃的磨损加剧，伴随着工件表面受力的逐渐增大和切削温度的升高，从而引起被加工材料表层的热应力增大，塑性变形加剧，引起被加工材料表层体积产生变化，从而引起尺寸精度下降。 图2.每齿进给量对尺寸偏差影响 3) 铣刀悬伸量对尺寸精度偏差的影响 如图3所示，图3(a)、图3(b)分别为中径偏差、螺距偏差和螺纹牙型左、右半角偏差随铣刀悬伸量的变化规律折线图。 可以看出中径偏差和螺距偏差随铣刀悬伸量进一步增大而增大，且变化趋势明显。牙型左半角偏差随铣刀悬伸量进一步增大而增大，且变化趋势一般，而牙型右半角偏差随铣刀悬伸量进一步增大而增大，且变化趋势较弱。这是由于当铣刀悬伸量增大从s = 35 mm增大至s = 100 mm时，铣刀整体刚度降低，一方面引起铣刀径向振动幅值增加，增强了切削过程中所产生的过切与残留现象，另一方面引起切削力大幅增大，引起刀具磨损加剧，被加工材料表面塑性变形加剧，从而导致尺寸精度大幅降低。 图3. 铣刀悬伸量对尺寸偏差影响