本发明涉及一种切削大螺距梯形外螺纹刀具切削行为差异性的测试方法，具体涉及车削大螺距梯形外螺纹刀具左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性的计算与测试方法。
背景技术：
大螺距螺杆作为压力机上控制上模具与下模具的平行度和垂直度的主要部件，对整机的静态精度和动态精度有着重要的影响，加工时左、右螺纹面加工精度要求一致性高。车削大螺距螺纹时，左、右刃刀工界面切削行为的不同，直接影响左、右螺纹面加工表面质量及左、右螺纹面加工表面质量一致性。因此，研究左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性，对提高左、右螺纹面加工表面质量及左、右螺纹面加工表面质量的一致性具有重要意义。
已有的研究采用三线性插值法，根据距离值判定接触区域内的点，由这些点获得刀工接触关系的相关参数，分析了加工过程中刀工接触几何的特性。同时已有研究通过主轴振动信号功率谱的特征变化来检测刀工接触的变化特性。但上述方法没有考虑在加工过程中切屑形态及刀具磨损的变化，不能全面揭示刀工界面切削行为，且大螺距螺纹车削过程中左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性没有被揭示。
技术实现要素：
本发明的目的是为了解决现有测试方法没有一种能够全面揭示切削大螺距梯形外螺纹刀具切削行为差异性的测试方法，进而提供左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性的计算与测试方法。
本发明的技术方案是：为实现上述目的所采用的技术方案在于包括以下步骤：
第一步、确定车削大螺距螺纹刀工接触关系层次结构及特征变量；
依据切削过程中的刀具切削运动及切削姿态，识别刀工界面接触行为的特征参数及影
响因素，分析出刀工接触关系进行层次结构及特征变量；
第二步、左、右刃刀工接触长度与刀工接触宽度计算分析；
第三步、建立左、右刃切削刀具受力模型；
第四步、采用刀具左、右切削刃的变形系数与相对滑移计算方法，揭示刀具左、右刃的切削变形差异性；
第五步、采用刀具左、右切削刃的剪切角与摩擦角计算方法，揭示刀具左、右刃摩擦过程中的差异性；
第六步、利用刀具左、右切削刃切削行为差异性实验测试方法，揭示左、右刃切削时切屑形态、左、右刃磨损及左、右刃动态切削行为上的差异性；
为采用左、右刃对称的成型式车刀，在相同的工艺参数下对螺纹试件左、右螺纹面进行等余量干式车削，通过实验仪器为vhx-1000超景深显微镜测量指定区域内的切屑形态和通过dh5922瞬态信号测试分析系统测试出左、右刃车削大螺距螺纹最后一刀时的刀具时域及频域振动信号，分析出刀具左、右刃切削行为差异性测试结果。
进一步地，第二步中刀具后刀面与已加工表面的初始接触长度公式为：
(1)刀具左后刀面与已加工表面的初始接触长度公式为：
(2)刀具右后刀面与已加工表面的初始接触长度公式为：
式中，fl(0)(z,x(z))、fr(0)(z,x(z))分别为刀具左、右刃初始切削刃方程，ap为刀具理论切削深度，cll、clr分别为刀具左、右后刀面接触长度，zk为从进刀方向数第k个螺纹牙的中线与机床坐标系x轴的距离，εrl、εrr分别为刀具左、右刃刀尖角，b0为螺纹牙高。
进一步地，第二步中刀具后刀面与工件已加工表面瞬态接触长度和接触宽度公式为：
(1)刀具后刀面与工件已加工表面瞬态接触长度公式为：
(2)刀具后刀面与工件已加工表面瞬态接触宽度公式为：
cw(q)＝a1·vc(t)+a2·[f(t)+sz(t)+δz1+δz2]+a3+[sy(t)+δy2]·cosα
式中，ap(t)为刀具瞬态切削深度，sx(t)、sy(t)、sz(t)分别为刀具x、y、z向的振动位移，κr为刀具主偏角，vc(t)为刀具主运动速度，f(t)为每齿进给量，△z1为机床刀架轴向回转误差，△y2、△z2为刀具y、z向的安装误差，a1、a2、a3分别为刀具组件x、y、z向位移，α为刀具后角。
进一步地，第六步中为采用左、右刃对称的成型式车刀，在相同的工艺参数下对螺纹试件左、右螺纹面进行等余量干式车削，实验所采用的刀具为可换刀头弹簧式车刀，材料为高速钢(w18cr4v)，刀具切削刃为左、右对称式结构，由顶刃与左、右两个切削刃连接，左、右刃前角均为0°，刃倾角均为0°，左、右刃刀尖角分别为105°、105°36'，切削时左、右刃主偏角分别为75°、105°36'，左、右刃后角分别为7°10'、5°28'，左、右刃夹角为30°36'，刀尖圆弧半径分别为52mm、44mm。
本发明的有益效果为：本发明提出了一种车削大螺距梯形外螺纹刀具左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性的计算与测试方法，依据切削过程中的刀具切削运动及切削姿态，识别出刀工界面接触行为的特征参数及影响因素，对刀工接触关系进行了层次结构分析，析出了重要的影响因素，依据参数提取，建立刀工接触长度与刀工接触宽度的计算模型；建立了车削大螺距螺纹左、右刃切削时刀具受力模型，揭示出左、右刃的受力状态存在明显差异；依据模型揭示出切削时剪切变形上的差异性，分别构建了切削过程中的变形系数及相对滑移的组成关系；依据力学行为及剪切变形行为的分析，揭示出左、右刃切削时的剪切角与摩擦角的组成及差异性；采用左、右刃对称的成型式车刀，在相同的工艺参数下对螺纹试件左、右螺纹面进行等余量干式车削实验，结果表明左、右刃切削时的切屑形态、左、右刃刀具后刀面磨损宽度及左、右刃切削时的振动信号存在明显差异性。
附图说明
图1为刀具左、右切削刃与加工过渡表面的接触关系图；
图2为刀具前、后刀面与工件的接触关系图；
图3为刀工接触关系的特征参数及影响因素的层次结构关系图；
图4是初始切削时刀具后刀面与工件已加工表面接触示意图；
图5是切削一定行程后刀具后刀面与工件已加工表面接触示意图；
图6是受机床和刀具振动、安装误差、位移和变形等因素的影响下的刀工接触关系图；
图7是左刃切削切削大螺距螺纹受力简图；
图8是右刃切削切削大螺距螺纹受力简图；
图9是左刃切削切屑剪切变形示意图；
图10是右刃切削切屑剪切变形示意图；
图11是刀具左刃车削大螺距外螺纹理论切屑形成模型图；
图12是左刃车削大螺距螺纹车削时力与角度的关系图；
图13是右刃车削大螺距螺纹车削时力与角度的关系图；
图14是刀具左刃切削时最后一刀的切屑，测量区域及切屑形态图；
图15是刀具右刃切削时最后一刀的切屑，测量区域及切屑形态图；
图16是新旧工艺机床应力场对比图；
图17是相同切削行程下的刀具左、右刃后刀面磨损宽度变化对比图(图中a是切削行程26.13m刀具左、右刃后刀面磨损宽度变化对比图；b是切削行程104.52m刀具左、右刃后刀面磨损宽度变化对比图；c是切削行程182.91m刀具左、右刃后刀面磨损宽度变化对比图；d是切削行程261.30m刀具左、右刃后刀面磨损宽度变化对比图)；
图18是车削大螺距外螺纹时，外螺纹传感器设置方案图；
图19是左刃车削大螺距螺纹刀具振动信号图(图中a是左刃车削大螺距螺纹刀具时域振动信号图；b是左刃车削大螺距螺纹刀具频域振动信号)；
图20是右刃车削大螺距螺纹刀具振动信号图(图中a是右刃车削大螺距螺纹刀具时域振动信号图；b是右刃车削大螺距螺纹刀具频域振动信号)；
具体实施方式
实施实例1：车削大螺距螺纹刀工接触关系层次结构及特征变量
(1)大螺距螺纹左、右刃切削时，由于刀具的工作角度不同于标注角度，导致刀具左、右刃受到的总切削力以及切削行程不相同，进而会导致左、右刃加工结果不一致。初始切削时，刀具左、右刃切削的运动参数变量如表1所示。
表1刀具左、右刃切削运动关系基本变量
表中，nl为左刃切削转速，nr为右刃切削转速，vcl为左刃主运动速度，vcr为右刃主运动速度，vfl为左刃进给速度，vfr为右刃进给速度，el为左刃切削时已加工表面法矢量，er为右刃切削时以加工表面法矢量；
表1中各运动变量求解方程为：
式中，d为大螺距螺纹的大径，n为主轴转速，p为大螺距螺纹的螺距。
初始切削时，刀具左、右刃切削的几何参数变量如表2所示。
表2刀具左、右刃切削几何关系基本变量
表中，y代表左、右刃一致，n代表左、右刃不一致；表2中各变量在左、右刃切削时的不同关系为：
κrl+εrl＝πκrr＝εrr(2)
式中，d1为大螺距螺纹的小径。
在切削过程中，刀具的工作角度不同，会使得切削过程中刀具的受力和变形发生改变，刀具左、右刃切削过程中实际工作角度如表3所示。
表3左、右刃切削时刀具角度姿态
由表3可知，若刀具采取的是对称式成型车刀，左刃切削时的实际工作前角比右刃切削时的大，实际后角比右刃切削时小，因此，左刃切削时，切削层的变形及前刀面受到的切屑摩擦阻力小，切削温度低，左刃切削时刀具受到的主切削力小。
由上述分析可知，刀具左、右刃车削大螺距螺纹时，左、右刃采用的相同的切削运动，由于螺旋升角的存在，刀具左、右刃的姿态不同。因此，当不考虑工作角度，左、右刃进行切削时，若刀具采用对称式成型车刀，切削过程采用相同切削参数，即采用相同的工艺时，则可以保证左、右刃切削时的切削层面积一致。由于左、右刃切削时，刀具的工作角度不同，导致刀具左、右刃受到的总切削力以及切削行程不相同，进而会导致左、右刃加工结果不一致。
(2)大螺距螺纹切削刀工接触关系包括：前刀面与切屑的接触、切削刃与工件加工过渡表面的接触及后刀面与工件已加工表面的接触关系。根据大螺距螺纹的实际切削方式及加工状态，可获得大螺距螺纹轴向分层切削时，刀具左、右切削刃与加工过渡表面的接触关系和刀具前、后刀面与工件的接触关系，如图1、图2所示。
图中，n为工件转速，vc、vf分别为刀具选定参考点的主运动速度和进给速度；p为螺距，zl、zr分别刀具左、右刃切削时单次加工余量；d1、d2、d分别代表螺纹小径、中径、大径，zk代表从进刀方向数第k个牙的中线与机床坐标系x轴的距离，cll、cwl分别为刀具左后刀面与工件的平均接触长度和接触宽度，clr、cwr分别为刀具右后刀面与工件的平均接触长度和接触宽度，lcl、lcr分别为刀具左、右前刀面与切屑的接触长度，lel、ler分别为刀具左、右切削刃实际参与切削的长度，aγl、aαl分别为刀具左刃切削时的前刀面和后刀面，aγr、aαr分别为刀具右刃切削时的前刀面和后刀面，
由图1、图2及分析可得出大螺距螺纹轴向分层切削时，大螺距螺纹加工时刀具于工件的接触关系外在影响因素如表4所示。
表4刀工接触关系的影响因素
表中，sx、sy、sz分别为刀具在振动作用下产生的位移，cj为刀具安装误差值，δxp、δyp与δxd、δyd分别为刀具组件的位移量，r(q)u为刀具后刀面轮廓单元曲率，s(q)为刀具后刀面与工件已加工表面实际接触面积，δx1、δz1分别为x、z向的主轴回转误差，l'、dz分别为轴向、径向刀具变形量。
切削刃及前、后刀面与工件接触关系的特征参数和影响因素如表5～表7所示。
表5刀具切削刃与加工过渡表面间的接触特征参数
表6刀具前刀面与切屑间的接触特征参数
表中，φl、φr分别为刀具左、右刃切削时的剪切角。
表7刀具后刀面与工件已加工表面的接触特征参数
表7中，cwl(q)、cwr(q)分别为刀具左、右刃切削随切削行程变化时，后刀面与工件已加工表面的接触宽度，sl(q)、sr(q)分别为刀具左、右刃切削随切削行程变化时，后刀面与工件已加工表面的瞬时接触面积；chl(q)、chr(q)分别为刀具左、右刃切削随切削行程变化时，后刀面与工件已加工表面的瞬时接触深度，r(q)u为刀具后刀面轮廓单元曲率。
在切削初始时期，刀具只有切削刃和后刀面一小部分圆弧与工件接触，可以近似为线接触；随着切削的不断进行，由于刀具振动、机床各类误差和刀具位移与变形的共同影响下，由实验刀具测得的磨损状态可以推出，刀具与工件的接触关系发生了改变，导致刀具的后刀面发生了磨损，此时，刀具与工件的接触类型为后刀面的面接触。
由上述分析可得，刀工接触关系的特征参数及影响因素的层次结构关系如图3所示。
由图3可得，以上的层次结构关系会引起左、右刃车削时，刀工接触关系发生动态变化，刀具左、右刃的结构差异及磨损的不同使得左、右刃切削时刀工接触关系存在差异，同时可知，前刀面与切屑接触长度lc、切削刃与过渡表面接触长度le、后刀面与工件已加工表面的接触长度cl及接触宽度cw是决定刀工接触关系的重要参数。
实施实例2：左、右刃刀工接触长度与刀工接触宽度计算方法
由于在切削大螺距螺纹过程中，刀具切削刃及后刀面产生了严重的磨损状态，因此可以用刀具在切削各段时间内的切削刃姿态及后刀面的状态来表征刀工接触关系。
根据刀具切削刃的初始状态，以刀具刀尖为原点，遵循右手笛卡尔直角坐标系建立的由x、y、z轴组成的直角坐标系，其中，x向为刀具径向进给速度方向，y向为切削速度方向，z向为刀具轴向进给方向。通过matlab曲线拟合可获得刀具坐标系下刀具左、右刃的曲线方程fl(0)(z，x)和fr(0)(z，x)，应用坐标转换，将刀具坐标系转换为机床坐标系的方程，为fl(0)(z，x)和fr(0)(z，x)。设切削刃参与切削部分的起始点和终止点分别为e1、f1，在机床坐标系下的坐标值为：
因此，以左后刀面为例，已知初始切削刃方程fl(0)(z，x)，则可知刀具左后刀面与已加工表面的初始接触长度可表示如下：
同理，右刃切削时，刀具右后刀面与已加工表面的初始接触长度可表示如下：
式中，ap为刀具理论切削深度，zk为从进刀方向数第k个螺纹牙的中线与机床坐标系x轴的距离，εrl、εrr分别为刀具左、右刃刀尖角，b0为螺纹牙高。
理论情况下，初始时刀具与工件的接触关系应该为线接触，即初始宽度和深度应均为0，后刀面与工件已加工表面间的夹角为
cw(0)＝δz1·tan(α-φ)(6)
式中，α为刀具后角，
初始时，由于刀具左、右刃的刃弧半径接近于0，因此，刀具后刀面的接触面积近似于0，即刀具与工件的接触类型为线接触，由于在切削过程中，这种接触关系类型难以维持，当切削进行一段时间后，刀具与工件的接触关系将变成稳定的面接触，并保持下去，此时的接触关系作为刀工的初始接触关系。
以刀具坐标系的原点为中心，沿b方向，将刀具坐标系o-xyz绕x轴逆时针旋转α1度，将新得到的坐标系记为o1-x1y1z1。在该坐标系下表示切削过程中刀具后刀面与工件的刀工接触关系图，如图4、图5所示。
图4、图5中，曲线1代表切削刃各时刻时的切削刃方程，它随着切削的进程逐渐发生改变，可表征刀具切削刃与工件接触姿态的改变过程；曲线2、3、4均表示刀具后刀面与工件接触的边界曲线，其中曲线2随着刀具的后角改变发生位置变化，但是形态却保持不变；曲线3是由振动和刀具变形及位移所影响的，而曲线4是由工件决定的，主要受径向切削深度所影响。
在切削过程中，由于受机床和刀具振动、安装误差、位移和变形等因素的影响，刀具与工件接触关系的特征参数，主要是接触宽度随主运动速度vc、进刀量f、机床刀架轴向回转误差、刀具安装误差及振动振幅等因素的改变而改变，如图6所示。
设刀具理论切削深度为ap，刀具瞬态切削深度为ap(t)，每刀进给量为fi，切削过程中刀具振动产生的振动位移分别为sx(t)、sy(t)、sz(t)，机床刀架的轴向回转误差为△z1，刀具的安装误差为△x2、△y2、△z2，因此，刀具后刀面与工件已加工表面瞬态接触长度和接触宽度如式(7)及式(8)所示。
cw(q)＝a1·vc(t)+a2·[f(t)+sz(t)+δz1+δz2]+a3+[sy(t)+δy2]·cosα(8)
式中，κr为刀具主偏角，vc(t)为刀具主运动速度，f(t)为每齿进给量，a1、a2、a3分别为刀具组件x、y、z向位移量。
而刀具前刀面与切屑的接触长度le，即指在左、右刃车削大螺距螺纹过程中，切屑在开始流出与脱离刀具过程中，与前刀面保持接触的长度，计算公式如式(9)所示。
式中，ac为切削厚度，λh为变形系数，φ为剪切角。
因此，由上述分析可知，刀具左、右刃车削大螺距螺纹时，刀工接触关系随切削行程改变而呈现动态变化，各影响因素下的刀工接触关系如图6所示。
实施实例3：左、右刃切削刀具受力模型
刀具左、右刃切削大螺距螺纹时，切削力的来源有两个方面：一是切削层金属、切屑和工件表面层金属的弹性变形、塑性变形所产生的抗力；二是刀具与切屑、工件表面间的摩擦阻力。使用成型车刀车削大螺距螺纹时，左刃车削和右刃车削时刀具的受力状态是不同的，具体受力状态如图7、图8所示。
图中，fγl、fγr分别为作用在左、右切削刃前刀面上的摩擦力，fαl、fαr分别为作用在左、右切削刃后刀面上的摩擦抗力，fγnl、fαnl分别为作用在左切削刃前、后刀面上的法向力，fγnr、fαnr分别为作用在右切削刃前、后刀面上的法向力，fγl,γnl为左切削刃fγl和fγnl的合力，fγr,γnr为右切削刃fγr和fγnr的合力，fαl,αnl为左切削刃fαl和fαnl的合力，fαr,αnr为右切削刃fαr和fαnr的合力，ffl、ffr分别为作用在左、右刃上的进给力，fl、fr分别为作用在左、右刃上的总切削力，fcl、fcr分别为作用在左、右刃上的主切削力；vf为刀具轴向进给速度，vcl、vcr分别为左、右刃切削时刀具主运动速度，vel、ver分别为左、右刃切削时刀具合成运动速度；βl、βr分别为左、右刃切削上的摩擦角，γ0l、α0l分别为左刃标注前角、标注后角，γ0r、α0r分别为右刃标注前角、标注后角，γ0le、α0le分别为左刃工作前角、工作后角，γ0re、α0re分别为右刃工作前角、工作后角。
其中，左刃切削时：
右刃切削时：
由图7、图8可知，切削合力fl与fr在刀具的主剖面内，由切屑的受力分析可获得左、右刃切削时刀具的切削合力及主切削力，如式(14)～式(17)所示。
左刃切削时切削合力为：
主切削力fcl为：
式中，τ为剪切应力，hdl为左刃切削时切削厚度，bdl为左刃切削时切削宽度，φl为左刃切削时的剪切角，
右刃切削时切削合力为：
主切削力fcr为：
式中，hdr为右刃切削时切削厚度，bdr为右刃切削时切削宽度，φr为右刃切削时的剪切角。
由上述分析知，当假设刀具左、右刃前角相同，切削参数一致，由于螺旋升角的存在，左刃切削时刀具的工作前角比右刃切削时大，左、右刃的切削合力和主切削力组成关系不同，存在明显差异；同时，刀具所受切削力与左、右刃切削时的剪切角和摩擦角有着密切关系，进而切削过程中刀具的剪切变形行为制约着左、右刃的切削力，影响左、右刃受力差异性。
实施实例4：刀具左、右切削刃的变形系数与相对滑移计算方法
在大螺距螺纹车削过程中，以左刃切削为例，在假设切削刃绝对锋利，即后刀面与工件没有接触的条件下，建立车削大螺距外螺纹左、右刃切削时切屑剪切变形及左刃切削时切屑形成模型，如图9、图10和图11所示。
图中，hchl、hchr分别为左、右刃切削时切屑厚度，fδhn为剪切面上的正压力，fδh为剪切面上的剪切力，fγn为前刀面上的法向力fγ，fγ为前刀面上的摩擦力，γ0为刀具前角。
刀具左刃切削时：
右刃切削时：
式中，λhl、λhr分别为左、右刃切削时切屑的变形系数，εl、εr分别为左、右刃切削时的相对滑移。
由上述分析可知，切削过程中，当刀具采用对称式成型车刀时，左、右刃切削时变形系数的影响因素均为剪切角、前角和螺旋升角，但左、右刃切削时变形系数组成关系不一致，由于受螺旋升角的影响，左、右刃切削时切屑的变形系数存在机理上的差别，这是因为螺旋升角的存在改变了左、右刃切削时的刀工接触关系，进而导致左、右刃切削时的变形系数存在差异性，左、右刃切削时剪切变形不同；同时，由于刀具左、右刃切削时，相对滑移的影响因素为刀具前角、螺旋升角及变形系数，且由于刀具左、右刃切削时，螺旋升角对刀具工作前角的影响不同，即刀具左、右刃切削时，相对滑移的构成机理不同，进而左、右刃切削时刀具的相对滑移存在明显差异性。
实施实例5：刀具左、右刃的剪切角与摩擦角计算方法
在大螺距螺纹车削过程中，作用在切屑上的力有：前刀面上的摩擦力和摩擦力法向力，剪切面上的剪切力和剪切力法向力，两对力的合力相互平衡。由于左、右刃车削大螺距螺纹时刀具的工作角度不同，因而，刀具左、右刃车削大螺距螺纹时切屑受力与角度之间的关系不同，如图12和图13所示。
图中，fclw、fcrw分别为左、右刃切削时切屑受到的主切削力，fflw、ffrw分别为左、右刃切削时切屑受到的的进给抗力，fγlw、fγrw分别为左、右刃切削时刀具前刀面作用在切屑上的摩擦力，fγnl、fγnr分别为左、右刃切削时刀具前刀面作用在切屑上的摩擦力法向力，flw、frw分别为左、右刃切削时的切屑形成力，fδhl、fδhr分别为左、右刃切削时剪切面上的剪切力，fδhn1、fδhn2分别为左、右刃切削时剪切面上的法向力。
刀具左刃切削时：
由图12可得剪切角为：
通过主切削力fc和进给力ff可以计算出刀-屑界面的平均摩擦系数和摩擦角，即：
右刃切削时：
由图13可得剪切角为：
摩擦角为：
刀具左、右刃切削时的剪切角及摩擦角的变化形式不同，但影响因素相同；由于剪切角φ与摩擦角β存在以下关系：
左刃切削时，剪切角与前刀面摩擦角的关系为：
右刃切削时，剪切角与前刀面摩擦角的关系为：
因此，刀具左、右刃切削时，剪切角随前角增大而增大，即前角增大时，切屑变形减小。所以在保证切削刃强度的条件下增大前角，有利于改善切削过程；同时，剪切角随摩擦角的增大而减小，即摩擦角增大时，切屑变形增大，所以仔细研磨刀具前、后刀面或使用切削液同样可以改善切削过程。
由上述分析可知，刀具左、右刃切削时，剪切角及摩擦角的影响因素均相同，但剪切角及摩擦角构成不同，即左、右刃切削时，剪切角及摩擦角的构成机理不同，由式(32)及式(33)可知，左、右刃的变形系数必然不同，因此，当遵循同一切削规律时，左、右刃切削时工件变形及受力不同，形成的切屑形态不一致，同时切屑与刀具前刀面的摩擦行为不同，进而会导致左、右刃切削时，刀具的磨损形态存在明显差异。
实施实例6：刀具左、右刃切削行为差异性实验测试方法
(1)为了有效的验证左、右刃分层车削大螺距螺纹时刀具的行为差异性，实验采用左、右刃对称的成型式车刀，在相同的工艺参数下对螺纹试件左、右螺纹面进行等余量干式车削。
试件材料为35crmo调质处理，结构为右旋梯形外螺纹，头数1，螺纹长度为190mm，大径为148mm，小径为132mm，中径为140mm，螺距为16mm，牙型半角为15°。
实验所采用的刀具为可换刀头弹簧式车刀，材料为高速钢(w18cr4v)，刀具切削刃为左、右对称式结构，由顶刃与左、右两个切削刃连接，左、右刃前角均为0°，刃倾角均为0°，左、右刃刀尖角分别为105°、105°36'，切削时左、右刃主偏角分别为75°、105°36'，左、右刃后角分别为7°10'、5°28'，左、右刃夹角为30°36'，刀尖圆弧半径分别为52mm、44mm。
实验转速为10rpm，轴向单次加工余量为0.05mm，左、右刃切削行程分别为26.13mm、104.52mm、182.91mm及261.30mm时停刀，测量刀具磨损，共计测量4次，测量完成后使用原刀具继续切削，左、右侧轴向总去除余量均为2.5mm。实验中同时提取切削过程中各刀的振动信号。
车削大螺距螺纹实验机床采用ca6140传统车床，实验仪器为vhx-1000超景深显微镜，dh5922瞬态信号测试分析系统。
(2)分别收集实验中左、右刃切削时最后一刀的切屑，采用vhx-1000超景深显微镜测量指定区域内的切屑形态，测量区域及切屑形态如图14和图15所示。
由图14和图15中刀具左、右刃切削同一刀时的切屑形态可知，左、右刃切削时工件的变形程度存在明显差异。相同区域内，右刃切削时的切屑表面较左刃切削时光滑，沿切厚方向变形程度相对小，表面凸凹处数量少；同时，右刃切削时切屑沿切屑长度方向及宽度方向的剪切弯曲程度较左刃切削时获得的切屑严重，由图可知，同一测量部位处的变形程度及状态差异性大。
(3)为了揭示左、右刃切削时，刀具的磨损差异性，以刀具后刀面磨损宽度为测量目标，采用vhx-1000超景深显微镜测量不同切削行程下刀具后刀面的磨损宽度，测量方法如图16所示。
图中，o为刀尖，x为沿切削刃长度方向磨损位置距刀尖距离(mm)，z为刀具后刀面磨损宽度(μm)，s为参与切削的切削刃长度(μm)，zy1～zyk为在切削行程为y时，k个测量点处刀具后刀面磨损宽度(μm)。
采用上述测量方法，获得4次左、右后刀面磨损实验测量结果如表8、表9所示。其中，沿切削刃长度方向距刀尖距离x1，x2，……，x10分别取值为0.95mm，1.9mm，2.85mm，3.8mm，4.75mm，5.7mm，6.65mm，7.6mm，8.55mm，9.5mm。
表8左后刀面磨损宽度数据表
表9右后刀面磨损宽度数据表
相同切削行程下，刀具左、右后刀面磨损宽度变化如图17所示。
由图可知，相同切削行程下，刀具左后刀面磨损宽度普遍大于刀具右后刀面磨损宽度，且变化程度较右后刀面变化剧烈；随着切削行程的增大，刀具左、右刃的磨损程度趋近平稳，同时，左、右后刀面的磨损宽度在切削过程中始终未超过额定的最大磨损宽度。
(4)车削大螺距外螺纹时，传感器设置在主轴端部处，沿切削速度方向和进给速度方向分别在机床主轴上设置传感器；同时，为了防止传感器对刀具切削产生干涉，将传感器分别设置在距刀尖最近的刀具下方和左侧，如图18所示。
依据上述实验方法，测试出左、右刃车削大螺距螺纹最后一刀时的刀具时域及频域振动信号，测量结果如图19、图20所示。
由上图可获得左、右刃切削条件下的刀具振动特征参数值，如表10所示。
表10左、右刃切削条件下刀具振动特征
表中，k为峭度，a0为初始振动均方根值，arms为振动有效值，m为振动主频数量，f1为第一主频，f2为第二主频，f3为第三主频，f4为第四主频，ep1、ep2、ep3、ep4分别为频谱值。其中，峭度k反映刀具切削中存在的冲击，峭度值越大，说明系统中存在的外部激励突变越大，能量变化越大，冲击作用越大，因此，采用峭度k可以识别和评价外部激励突变与刀具切入、切出时的冲击作用强度。a0和arms分别表示在切削前和切削过程中某一时段内系统振动加速度的有效值，利用该参数能够识别出不同时段振动信号的强度。
由图19、图20的刀具时域信号分析可知，刀具右刃切削时，刀具在x、y、z三方向上的冲击作用均比左刃切削时强，z向最强，其次为y向，x向最弱，说明外螺纹加工过程中进给运动方向和切削速度方向的冲击作用对于加工过程影响大；由图频域信号分析可知，左刃切削与右刃切削时的振动主频数相同，左刃切削时第一主频大于右刃切削，说明左刃切削时周期运动比右刃频繁，刀具在x向主要受机床振动影响，y向与z向受切削力引起的高频振动影响大。
本发明与已经公开的技术不同之处：已有的刀工接触关系研究主要是针对切削加工中刀具与工件的典型运动形式，分析加工过程中刀工接触的几何与运动特性，采用三线性差值法计算运动中刀具表面采样点到工件的距离，根据距离值判定接触区域内的点，由这些点即可获得刀工接触的相关参数，为切削加工中刀工接触的计算提供了一种高效率高精度的方法。但该方法没有考虑在加工过程中切屑形态及刀具磨损的变化，不能全面揭示刀工界面切削行为。
本发明提出了一种左、右切削刃的刀工界面切削行为差异性的计算与测试方法，依据切削过程中的刀具切削运动及切削姿态，识别刀工界面接触行为的特征参数及影响因素，建立刀工接触长度与刀工接触宽度计算模型；建立车削大螺距外螺纹左、右刃切削时刀具受力模型；构建切削过程中变形系数及相对滑移的组成关系；依据力学行为及剪切变形行为的分析，揭示左、右刃切削时的剪切角与摩擦角的组成及差异性；提出一种刀具左、右刃切削行为差异性实验测试方法，获得左、右螺纹面形成过程中刀具车削时的切屑形态、左、右刃刀具后刀面磨损状态及刀具振动信号，验证左、右刃车削大螺距螺纹力学分析及剪切变形正确性。