【機(jī)械類畢業(yè)論文中英文對照文獻(xiàn)翻譯】滾齒機(jī)上硬質(zhì)合金刀具疲勞性斷裂調(diào)查,機(jī)械類畢業(yè)論文中英文對照文獻(xiàn)翻譯,機(jī)械類,畢業(yè)論文,中英文,對照,對比,比照,文獻(xiàn),翻譯,滾齒機(jī)上,硬質(zhì)合金,刀具,疲勞,斷裂,調(diào)查 外文翻譯 專 業(yè) 機(jī)械設(shè)計(jì)制造及其自動化 學(xué) 生 姓 名 卞 文 超 班 級 BD機(jī)制051 學(xué) 號 0520110128 指 導(dǎo) 教 師 邢 青 松 外文資料名稱： Fatigue Fracture Investigation of Cemented Carbide Tools in Gear Hobbing (用外文寫) 外文資料出處： Journal of Manufacturing Science and Engineering 附 件： 1.外文資料翻譯譯文 2.外文原文 指導(dǎo)教師評語： 簽名： 年 月 日 滾齒機(jī)上硬質(zhì)合金刀具疲勞性斷裂調(diào)查 第1部分:飛滾銑刀的FEM模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的計(jì)算說明 安東尼亞 衛(wèi)達(dá)克斯 比來麗斯 作者 卞文超 譯 滾齒機(jī)是一個(gè)具有高靈敏度并采用大規(guī)模生產(chǎn)外部齒輪的生產(chǎn)工具。然而，切削滾銑刀復(fù)雜的形狀造成了它幾乎完全用高速鋼作為刀具材料。高速鋼的切削性能有限，即使是涂層高速鋼，也限制了高速鋼的切削速度和現(xiàn)代數(shù)控滾齒機(jī)工具的充分利用。硬質(zhì)刀具的應(yīng)用被視為一個(gè)代替現(xiàn)代生產(chǎn)的潛在要求。在以前的滾齒機(jī)實(shí)驗(yàn)調(diào)查中，所謂的飛滾銑刀應(yīng)用是在齒輪上用指定的硬質(zhì)合金刀具的切削性能進(jìn)行加工。這些實(shí)驗(yàn)徹底的表明，裂縫是沒法預(yù)料的，可能會在某個(gè)切割情況下導(dǎo)致整個(gè)刀具的早期失效。為了解釋這些失敗的原因，運(yùn)用先進(jìn)的軟件工具開發(fā)了一個(gè)切削加工工序的FEM模型,能夠確定滾齒機(jī)上的切屑物和切削力。這些計(jì)算結(jié)果闡述了機(jī)制并且證明他們和實(shí)驗(yàn)結(jié)果是一致的。本文的第一部分為各種切割案件運(yùn)用了驗(yàn)證參數(shù)化FEM模型，表明了切齒能夠?qū)е缕谖ｋU(xiǎn)。第二部分進(jìn)一步說明了不同的技術(shù)和幾何參數(shù)對刀具壽命的影響。因此，通過切削參數(shù)的適當(dāng)選擇啟用優(yōu)化切削工序，它可以消除硬質(zhì)合金切削刀具的危險(xiǎn)，從而達(dá)到令人滿意的成本效益。 1. 簡介 考慮到在生產(chǎn)力和實(shí)現(xiàn)成本效率的增加,高速切削的應(yīng)用被認(rèn)為是最強(qiáng)大的生產(chǎn)策略。然而，盡管高精密數(shù)控滾齒機(jī)加工工具不斷進(jìn)化，但高速切削在齒輪制造業(yè)尚未實(shí)現(xiàn)。最主要的原因是幾乎完全用高速鋼作為滾齒刀具材料，在高速鋼滾刀上應(yīng)用的涂層技術(shù)顯著提高了工具的切割性能。然而，由于高速鋼切割速度的限制，即使是在100-150m/min上的涂層，也低于現(xiàn)代化生產(chǎn)的要求。此外，干切削不適用于涂層或涂層高速鋼工具，這不符合當(dāng)前的世界各地的環(huán)境發(fā)展趨勢。即使帶有涂層高速鋼工具的干式切削，切削參數(shù)的選擇也限制了效率和滾齒機(jī)工具的切割性。 切削滾刀最適合的替代材料來自在大規(guī)模生產(chǎn)廣泛應(yīng)用的刀片硬質(zhì)合金等，盡管滾齒機(jī)工具的幾何形狀復(fù)雜，但可以通過硬質(zhì)合金來實(shí)現(xiàn)。硬質(zhì)合金工具的成本增加很攤銷，無疑相對于磨損來說高速鋼比較有優(yōu)勢。然而，脆性硬質(zhì)合金可能會引起疲勞失敗的早期階段，由于連續(xù)芯片生產(chǎn)發(fā)生在滾齒機(jī)上。這種現(xiàn)象在特殊切割實(shí)驗(yàn)[1,2]中有重大的發(fā)現(xiàn)。這些失敗收益率差歸于硬質(zhì)合金刀具的磨損性能，因?yàn)樗鼈兊耐庥^使整個(gè)滾齒機(jī)工具失靈。脆性疲勞失效通常在不同的切削刀具上產(chǎn)生，而且會選錯切割參數(shù)。 圖1 在不同工件位置間的切屑形成與典型切屑 圖2 從流程圖到FRSFEM圖 本文講了在滾齒機(jī)工具上的定量分析，旨在解釋工具早期疲勞失敗計(jì)算。為了完成這一任務(wù)，使用了特殊的軟件工具，這能形成切屑機(jī)制并得到精確計(jì)算的切割組成部分。最后，參數(shù)化有限元模擬切削齒的發(fā)展對各種案件和切割工藝參數(shù)形成了工具應(yīng)力場，應(yīng)力結(jié)果與刀具材料現(xiàn)有的力學(xué)性能相比較，并用這樣的方法規(guī)定他們的疲勞期望。因?yàn)檫@將是提出計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)的是一致的有利解釋，證明了有限元模型的利用和分析的有效性。此外，本文第二部分中提出的參數(shù)分析闡述了各種日常工具的切削參數(shù)的影響，使幾乎每一個(gè)具體的削減情況得到優(yōu)化。 2. 滾齒機(jī)上的幾何芯片與切削力成分 圖1是滾齒機(jī)的原理圖。齒輪是在單獨(dú)的GP下用工具連續(xù)穿透形成一個(gè)個(gè)齒而制造出來的，這是復(fù)雜的運(yùn)動學(xué)，很難被模仿。此外，根據(jù)齒輪差距之間工具位置，一些循環(huán)的立場是用來描述產(chǎn)生的相應(yīng)位置。一個(gè)決定性因素決定了的工具的行為是切屑形成機(jī)制，這也很復(fù)雜.由于復(fù)雜的切削運(yùn)動,所以每個(gè)芯片類型負(fù)責(zé)某些切削力組件，那樣有助于整體切削負(fù)荷。這芯片被插入數(shù)字相同的各種發(fā)電場的底部。 數(shù)學(xué)模型為發(fā)電場量化為每個(gè)切屑形成是現(xiàn)在明確規(guī)定和廣泛用于[ 3-10] 的。這些模式都進(jìn)一步用來預(yù)測切削力元件的過程中表現(xiàn)出對工具壽命的顯著影響力。在FRSWEAR模型的配合下，考慮到它的可制造性，符合工藝技術(shù)的刀具及工件和切削運(yùn)動[11-13]，滾齒機(jī)的芯片模擬尺寸都出于制造的角度。在本文中這種有限元模擬滾齒機(jī)新模塊已添加到FRSWEAR模型里。圖2是這種新模塊FRSFEM的結(jié)構(gòu)。上述插入數(shù)據(jù)交互使用現(xiàn)代的軟件環(huán)境，對滾齒機(jī)運(yùn)動學(xué)的具體的削減情況有著有利的數(shù)學(xué)描述。未經(jīng)芯片交叉部分的發(fā)展的前沿決定著每一步。切削力組件部分可在這個(gè)階段確定，因?yàn)樗鼈円蕾囉谛酒叽绾蛯?shí)驗(yàn)測定常數(shù)[14-17]。使用這些切削力，在滾齒機(jī)上使用的工具就能確定。除了這些輸出FRSWEAR模型能夠預(yù)測該工具磨損的進(jìn)展情況，并提出適當(dāng)?shù)臐L刀切割數(shù)據(jù)，為了達(dá)到甚至高于歷屆切削齒[18]的發(fā)展。整個(gè)軟件具有開放和模塊化結(jié)構(gòu)，提供了帶有互動通信的數(shù)據(jù)輸入和結(jié)果輸出的圖形用戶界面。 FRSFEM模型在一定生產(chǎn)情況下產(chǎn)生的典型現(xiàn)象如圖3所示。切削齒滲透后整個(gè)剩余部分完全的呈現(xiàn)出來。那個(gè)模型具有旋轉(zhuǎn)和移動路徑的特殊坐標(biāo)系工具，這一立場的離散在各種發(fā)電循環(huán)場顯現(xiàn)在這個(gè)圖上。這些相同數(shù)字的平均值表明，芯片分布沿著的連續(xù)循環(huán)場發(fā)展延伸。根據(jù)旋轉(zhuǎn)部分計(jì)算出所需要的數(shù)值，它也是一個(gè)可變參數(shù)。在工具協(xié)調(diào)系統(tǒng)下切削力的計(jì)算部分在圖3的右半部分提出。所有這些結(jié)果都存儲在每一個(gè)適當(dāng)?shù)牟糠郑葱枰纬梢粋€(gè)齒輪差距。 圖3 個(gè)別位置切削力組成部分的測定 圖4 在FRSFEM程序下滾刀齒的FEM模 盡管事實(shí)說明滾齒機(jī)在FRSFEM模型分析下可以得到復(fù)雜的運(yùn)動學(xué)，但實(shí)驗(yàn)程序是很復(fù)雜的。原因就是每個(gè)切割齒切割一定的部分并且連續(xù)循環(huán)滲透到工件的每一個(gè)齒，由于重復(fù)同樣軸向進(jìn)給速度的程序。因此，一些切割齒常隨著芯片的尺寸的削減和受到高切削從而導(dǎo)致?lián)舸?。由于這個(gè)原因，包括劣質(zhì)工具的使用，這一切削過程的實(shí)驗(yàn)研究變得更加困難。另一方面，完整的幾何工具的復(fù)雜性讓他們把機(jī)器刀具主軸拆卸和隨后的試驗(yàn)評價(jià)很難。 由于這些原因，為了提高實(shí)驗(yàn)效率并促進(jìn)測試結(jié)果的評價(jià)，用帶有一個(gè)切削齒的工具進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，即所謂的飛滾銑刀。在這種制造技術(shù)里，把切割工具改為圓柱形手柄，這樣切削齒就很容易安裝和拆卸。切削齒的幾何尺寸對應(yīng)嚴(yán)格按照3972標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定[19]。這種做法準(zhǔn)確地描述了滾齒機(jī)的來源。兩個(gè)完整的切削齒的不同模擬了第二個(gè)來源。這樣做的目的是讓一個(gè)已產(chǎn)生位置的與另外一個(gè)分離，有能力全面的研究他們對刀具磨損失效的產(chǎn)生和進(jìn)程的影響。因此，每個(gè)工具切削每個(gè)產(chǎn)生的位置，這是考慮到目前的分析，這將做進(jìn)一步的解釋。 3. 切削齒的FEM模和機(jī)械性能 為了確定滾齒機(jī)上齒輪的受力部分，將用現(xiàn)代CAE技術(shù)進(jìn)行計(jì)算。之所以選擇FEM分析軟件計(jì)算壓力,工件復(fù)雜的幾何形狀,進(jìn)程運(yùn)動學(xué)，以及高度可變切削力組件, 是因?yàn)榭紤]到所涉及的參數(shù)數(shù)量，使用參數(shù)辦法可以產(chǎn)生一種靈活和重現(xiàn)模式。圖4是切削齒建模策略。該模型通過ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語言建立在參數(shù)方面，模塊利用ANSYS有限元分析的?代碼。整個(gè)幾何切割工具和直徑作為模塊的功能按照DI N3792標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范制造，因此，把這些條件參數(shù)模擬成日常用的，還考慮到工具清除角度和厚度。由于復(fù)雜的牙齒結(jié)構(gòu)，利用一個(gè)自下而上的建模策略，正如它在相同的數(shù)字圖中提出的。特此確定要點(diǎn)，線，區(qū)域和數(shù)量的順序，從而形成了三維實(shí)體模型這種方式。 該模型由六個(gè)面組成，以便靠近工具工件接觸區(qū)和遠(yuǎn)離這些地區(qū)的粗網(wǎng)嚙合。這樣一來，適當(dāng)分配現(xiàn)有的計(jì)算機(jī)資源，從而增加了FEM計(jì)算的準(zhǔn)確性。節(jié)點(diǎn)密度也因參數(shù)優(yōu)化的目的作為一個(gè)變量。優(yōu)化模式包括2 內(nèi)容，以嚙合這種方式表現(xiàn)出來（見圖4右邊）。在一個(gè)密集的網(wǎng)格里更多的內(nèi)容也無法提高計(jì)算精確度，因?yàn)镃PU的解決時(shí)間是無法得到增加。切削力組件適當(dāng)分布到節(jié)點(diǎn)在圖3中解釋，考慮到芯片 圖5 硬質(zhì)合金刀具材料的靜態(tài)和疲勞性能 的壓縮比，使用特殊的APDL語言例程，包括每個(gè)節(jié)點(diǎn)[20]的幾何位置。該模型是具有彈性的，因此，它只需要工具的彈性模量和泊松常數(shù)。 上述力學(xué)性能的有限元也是變量，允許高速鋼和硬質(zhì)合金刀具的適用性。在本次分析里ISO-P 40硬質(zhì)合金中的力學(xué)性能被使用到該模型中。圖5總結(jié)了這種材料的靜態(tài)和疲勞性能。左邊的圖大部分展示硬質(zhì)合金的硬度鈷含量[21]的比較。通過細(xì)粒度P 40硬質(zhì)合金的計(jì)算分析證明符合本實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。出于這個(gè)原因，從這個(gè)圖到1430的高壓值發(fā)現(xiàn)維氏硬度這種材料。此值，包括這種材料的塑性變形抵抗，可用于確定其靜態(tài)應(yīng)力限制，考慮到脆性材料這一脆度等于金字塔硬度的三分之一[22,23]。另一方面，圖5左邊的表說明了硬質(zhì)合金疲勞極限，也作為其鈷含量[21]的功能 。即載入108個(gè)周期,細(xì)化P 40硬質(zhì)合金的連續(xù)耐力植等于83 N/mm2 。 圖6 切削力和Mises應(yīng)力在滾刀齒上的分布 對于特殊材料的靜態(tài)和疲勞應(yīng)力限制也適用于Woehler圖，正如圖5中間的一張表格所示。考慮到目前分析的目的，此圖的橫坐標(biāo)表示的是連續(xù)削減中的周期數(shù)。當(dāng)壓力上升到一定值的時(shí)候，我們就可以從這張圖確定其周期，也就是說連續(xù)削減的數(shù)量，這是用P 40 硬質(zhì)合金做出的工具將預(yù)制定一個(gè)疲勞失效機(jī)制。 這也是檢查FEM模型效率的一個(gè)很好的工具。實(shí)驗(yàn)證明，在一些切削情況下切削量是導(dǎo)致工件失敗的原因，在Woehler圖里的壓力值必須符合FEM模的計(jì)算。 最初的模型是用于計(jì)算每個(gè)對實(shí)驗(yàn)結(jié)果有用的位置間的切削力?？紤]到要描述每個(gè)產(chǎn)生位置在連續(xù)循環(huán)位置上細(xì)分，這是合理的解決循環(huán)位置形成更大的切屑部分，因此削減負(fù)荷更大。圖6說明某些的位置在上升和均衡方向的削減情況的計(jì)算方法。左上圖顯示被檢測部位的循環(huán)位置的計(jì)算。相應(yīng)的切削力的工具刀面適用于該模型，并在同張圖的中間顯示出來。很明顯，切削力組件允許生產(chǎn)切屑的形成。具體的削減情況下解決方法提出了切削齒的變形,這也顯示在同張圖的左下部分。 4. 計(jì)算和實(shí)驗(yàn)有關(guān)的結(jié)果 FEM模型進(jìn)一步用來計(jì)算之前提到的每個(gè)特定位置切削力的過程。圖7左邊總結(jié)了計(jì)算結(jié)果，其中在三個(gè)臨界位置介紹了最大von Mises力。在起始和最后之間的過渡區(qū)域領(lǐng)分別表示工件首尾兩端的應(yīng)力值。應(yīng)力結(jié)果表明最危險(xiǎn)的地區(qū)是切削刀具的 圖7 在個(gè)別位置的最大應(yīng)力和滾刀和切削齒的疲勞預(yù)測 尾刀面。應(yīng)力的變化是由于芯片不相同尺寸所造成的不平衡區(qū)域，并且工件兩側(cè)與工具頭之間產(chǎn)生碰撞。正如之前飛滾銑刀連續(xù)軸向進(jìn)給實(shí)驗(yàn)結(jié)果所述。因此，切削齒在每個(gè)一定的位置切削，就有對應(yīng)的應(yīng)力圖。 評價(jià)實(shí)驗(yàn)結(jié)果時(shí)，必須強(qiáng)調(diào)對集中疲勞負(fù)載進(jìn)行理論計(jì)算[24]。當(dāng)前應(yīng)力切削情況相對應(yīng)于同一張圖的橫線部分，也就是等于3100 N/mm2 。 本次切割中提出的硬質(zhì)合金刀具做出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果在圖7的右半部分，就是過渡區(qū)域和工作齒輪OLC兩側(cè)的磨損的對應(yīng)圖[1]。圖7可以說明切削刃在過渡區(qū)早期失效后實(shí)驗(yàn)就已經(jīng)結(jié)束。OLC可以輕易的知道連續(xù)切割傳動比，切割速度和適用軸向進(jìn)給的數(shù)據(jù)。對于這種情況，OLC 對應(yīng)于4050連續(xù)切割相當(dāng)于85毫米。在使用Woehler圖里的刀具材料下，那個(gè)計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果在圖7中進(jìn)行了比較，此圖所得到的切割數(shù)據(jù)接近2960N/mm2 的應(yīng)力，是大約計(jì)算結(jié)果的4 ％以上 。 這種差異是完全合理的，不能包括FEM模型預(yù)期的算術(shù)錯誤和其他因素。 在反向滾齒機(jī)中，在過渡區(qū)整體切割磨損的結(jié)果在圖8中[1]。對于這種情況，OCL相對于31950連續(xù)切削等于710 毫米。計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的比較指出,取得了相當(dāng)于2450 N/mm2應(yīng)力的一些切削數(shù)據(jù)，是大約計(jì)算結(jié)果的6 ％以上。 該法還適用于其他各領(lǐng)域的切割也包括實(shí)驗(yàn)研究。在此，圖9說明在同一臺切割滾齒機(jī)上加工的兩個(gè)芯片的典型變化，，即均衡和反向之一。這一數(shù)字的每個(gè)部分說明了兩個(gè)不同方面芯片的發(fā)展。對于具體循環(huán)的立場，這些芯片更小的圖表用來解釋了工具被切削掉的部分。這些圖表之間的關(guān)系是顯而易見的。例如，在左上角的對圖 圖8 切削齒的疲勞預(yù)測和反方向銑削 表，循環(huán)的位置從尾翼上部分產(chǎn)生芯片，再在該工具頭的三分之一處終止。 因此，該模型在同一區(qū)域都受到切削組件影響。 FEM仿真刀具在上述各領(lǐng)域的情況下得到的結(jié)果插在圖10里 。左邊的圖表說明了連續(xù)均衡的方向von Mises的應(yīng)力分布。關(guān)鍵區(qū)域也同樣在圖7提到。實(shí)驗(yàn)過程中顯示從—17到—9。根據(jù)計(jì)算得出的結(jié)果，他們的水平或多或少沒達(dá)到預(yù)期所希望的那樣。同樣的切削條件，而危險(xiǎn)區(qū)從6到15，這也符合的實(shí)驗(yàn)結(jié)果[1]。 實(shí)驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果比較表明，發(fā)達(dá)國家模型制作適當(dāng)?shù)哪M滾刀切削齒。評價(jià)計(jì)算的應(yīng)力場設(shè)法解釋早期疲勞失敗硬質(zhì)合金滾刀齒計(jì)算。是否有足夠的FEM建模策略也證明實(shí)驗(yàn)結(jié)果。審定的模擬使我們能夠進(jìn)一步擴(kuò)大削減切割計(jì)算，而不需要艱苦的實(shí)驗(yàn)工作。這樣的工具可以預(yù)見工件組合的一切可能的變化,包括切削材料和切削條件。 出于這一目的第二部分提出了一種參數(shù)分析這種互動，這可能有助于優(yōu)化每個(gè)切削條件。通過這種方式，無疑硬質(zhì)合金工具的磨損性能可以利用，通過避免切割條件，導(dǎo)致無法預(yù)料的早期工具疲勞失效。 圖9 切屑和切削力在均衡和反方向上的分布 5. 結(jié)論 在這項(xiàng)工作中硬質(zhì)合金滾刀的早期疲勞失效實(shí)驗(yàn)，借助數(shù)值分析和軟件工具。FRSFEM 模型的應(yīng)用能為每次切割測定芯片和切削力組件。FEM滾刀齒幾何的模擬產(chǎn)生了可靠的固體模型，能夠計(jì)算出發(fā)生在滾齒機(jī)與硬質(zhì)合金工具精確的應(yīng)力應(yīng)變場。該模型可用于工具的實(shí)驗(yàn)\結(jié)果。因此，通過計(jì)算應(yīng)力及力學(xué)性能的刀具材料，我們可以估計(jì)刀具的預(yù)期壽命和切削條件以避免出現(xiàn)早期斷裂。該模型能夠使我們?yōu)楣ぞ吆凸ぜ慕M合建立一個(gè)最佳切削條件的數(shù)據(jù)庫。 圖10 滾齒機(jī)刀具裂縫和反方向的關(guān)鍵位置 6. 命名 GP = Generating Position RP = Revolving Position HV = Vickers Pyramid Hardness [daN/mm2] TRS = Traverse Rapture Strength FEM = Finite Elements Method TF = Cutting tooth Trailing Flank LF = Cutting tooth Leading Flank H 5= Cutting tooth Head OCL = Overall Cutting Length [mm] sA = Axial feed [mm/rev] t = Cutting depth [mm v = Cutting speed [m/min] m = Work gear and hob tool module [mm] ni = Number of hob columns z1 = Number of hob origins z2 = Number of work gear teeth d2 = External work gear diameter [mm] b2 = Gear helix angle [°] Fi j = Force component at direction i of coordinate system j[N] SEQV = Von Mises Equivalent Stress [N/mm2] Sy = Yield Strength [N/mm] 參考文獻(xiàn) [1] Sulzer, G., 1971, ‘‘Leistungssteigerung bei der Zylinderradherstellung durch genaue Erfassung der Zerspankinematik,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. [2] Venohr, G., 1985, ‘‘Beitrag zum Einsatz von hartmetall Werkzeugen beim Waelzfraesen,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. [3] Bouzakis, K., and Koenig, W., 1981, ‘‘Process Models for the Incorporation of Gears Hobbing into an Information Center for Machining Data,’’ CIRP Ann., 30, pp. 77–82. [4] Bouzakis, K. D., 1979, ‘‘Ermittlung des zeitlichen Verlaufs der Zerspankraftkomponenten beim Waelzfraesen Teil 1: Digitalrechnerprogramm FRDYN,’’ VDI-Ber., 121~19!, pp. 943–950. [5] Bouzakis, K. D., 1979, ‘‘Ermittlung des zeitlichen Verlaufs der Zerspankraftkomponenten beim Waelzfraesen Teil 2: Einfluesse technologischer Parameter der Werkzeuggeometrie und der Werkradgeometrie,’’ VDI-Ber., 121~20!, pp. 1016–1026. [6] Antoniadis, A., 1989, ‘‘Determination of the Impact Tool Stresses During Gear Hobbing and Determination of Cutting Forces During Hobbing of Hardened Gears,’’ Ph.d. thesis, Aristoteles University of Thessaloniki. [7] Bouzakis, K. D., and Antoniadis, A., 1993, ‘‘Berechnung der mechanischen Werkzeug spannungen beim Hartmetall-Waelzfraesen,’’ VDI-Ber., 135, pp. 83–88. [8] Joppa, K., 1977, ‘‘Leistungssteigerung beim Waelzfraesen mit Schnellarbeitsstahl durch Analyze, Beurteilung und Beinflussung des Zerspanprozesses,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. [9] Tondorf, J., 1978, ‘‘Erhoehung der Fertigungsgenauigkeit beim Waelzfraesen durch systematische Vermeidung von Aufbauschneiden,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. [10] Bouzakis, K. D., et al., 1998, ‘‘Determination of Tool Life Time in Gear Hobbing, to Increase the Productivity and to Reduce the Manufacturing Costs,’’ Final report of PAVE project BE411, General Secretariat for Research and Technology, Ministry for Industry and Development of Greece. [11] Bouzakis, K. D., and Antoniadis, A., 1995, ‘‘ Optimizing Tools Shift in Gear Hobbing,’’ CIRP Ann., 44, pp. 75–79. [12] Bouzakis, K., Kompogiannis, S., Antoniadis, A., and Vidakis, N., 1999, ‘‘Modeling of Gear Hobbing—Part I: Cutting Simulation and Tool Wear Prediction Models,’’ Proc. ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition. Symposium on Material Behavior in Machining, J. W. Sutherland et al., eds., Nashville, Tennessee, MED 10, pp. 253–259. [13] Bouzakis, K., Kompogiannis, S., Antoniadis, A., and Vidakis, N., 1999, ‘‘Modeling of Gear Hobbing—Part II: A Computer Supported Experimental- Analytical Determination of the Wear Progress to Optimize the Tool Life Time,’’ Proc. ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition. Symposium on Material Behavior in Machining, J. W. Sutherland et al., eds., Nashville, Tennessee, MED 10, pp. 261–269. [14]Gutman, P., 1988, ‘‘Zerspankraftberechnung beim Waelzfraesen,’’ Ph.d. thesis, TH Aachen. [15] Bouzakis, K. D., 1980, ‘‘Konzept und technologishe Grundlagen zur automatisierten Erstellung optimaler Bearbeitungsdaten beim Waelzfraesen,’’ Habilitation, TH Aachen. [16] Bouzakis, K. D., 1980, ‘‘Mathematische Beschreibung des Verlaufes des Werkzeugverschlei?es beim Waelzfraezen. Teil 1: Untersuchungsmethoden und Kenngroe?en zur Erfassung des Werkzeugverschlei?es in den einzelnen Waelzstellungen,’’ VDI-Z, VDI-Ber., 122~20!, pp. 857–868. [17] Bouzakis, K. D., 1980, ‘‘Mathematische Beschreibung des Verlaufes des Werkzeug-verschlei?es beim Waelzfraezen. Teil 2: Berechnung der Verschlei?entwichlung in den einzelnen Waelzstellungen und beim Shiften; Programmkette Waelzfraeserverschlei?’’ VDI-Z, VDI-Ber., 122~21!, pp. 951–965. [18] Bouzakis, K. D, Vidakis N., and Kompogiannis S., 1998, ‘‘The Wear Mechanism of Coatings in Fly Hobbing,’’ Proc. of 9th DAAAM, Cluj-Napoca, pp. 61–62. [19] DIN 3972, 1992, ‘‘Bezugsprofile von Verzahnwerkzeugen fuer Evolventen- Verzahnungen nach DIN 867,’’ Taschenbuch 106, Beuth Verlag. [20] Bouzakis, K. D., and Antoniadis, A., 1988, ‘‘Optimal Selection of Machining Data in Gear Hobbing Regarding the Tool Mechanical Stresses Occurring During the Cutting Process,’’ CIRP Ann., 37, pp. 109–112. [21] Brooks, K., 1987, Word Directory and Handbook of Hardmetals, 4th edition, International Carbide Data. [22] Bouzakis, K. D., and Vidakis, N., 1997, ‘‘Effect of the Mechanical Stresses Developed During Gear Hobbing on the Fatigue Failure of Tool Coatings,’’ Int. Jour. Manufacturing Science & Production, 1-1, pp. 51–58. [23] Komvopoulos, K., 1989, ‘‘Elastic-Plastic Finite Element Analysis of Indented Layered Media,’’ Trans. ASME, 111. [24] Niemann, G., and Winter, H., 1995, Maschinenelemente, Band II, Springer Verlag. 14