一种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削切削力预测方法与流程

本发明属于金属高效高精切削加工技术领域，具体涉及一种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削切削力预测方法。

背景技术：

切削力的预测对车削这种常规加工方式的机械加工性能评估有着极其重要的指导意义，尤其是在加工inconel718等难加工金属材料时，切削力的变化和分布对刀具的寿命以及已加工表面的质量都有极大的影响。目前，国内外专家学者在常规的菱形车刀和三角形车刀切削力领域的研究已经非常成熟，但圆形车刀因为其切削域几何形状的复杂性，因而对此方面研究相对较少。

同时，圆形车刀刃口对改善切削性能和延长刀具寿命有重要的作用，尤其是倒棱刃口，凭借其良好的抗磨损能力以及强度提高特性，在难加工金属材料高速切削加工领域中被广泛应用，常用的像陶瓷圆形车刀、cbn刀具等，但由于这种倒棱圆形刀具切削几何的复杂性以及刀具成本较高，对其切削力预测方法的研究还需要进一步深入和完善。

目前，已经有学者针对这种复杂车削环境下的切削力的预测做了相关研究，例如renh和altintasy(“machanicsofmachiningwithchamferedtools”jmanufsciengtransasme2000；122(4)：650-659)提出了一种基于滑移场模型和最小能量原则的倒棱刀具切削力分析模型，能够输出三个变形区域的切削力和切削热。wengj，zhuangk(“ananalyticalforcepredictionmodelforturningoperationbyroundinsertconsideringedgeeffect”injmechsci2017；128:168-180)研究了倒棱圆形车刀车削时小切厚区域刃口力对切削力的影响，并结合有限元分析推导了刃口力系数标定方程，但是该方法中没有考虑倒棱圆形车刀倒棱角度对刃口力系数的影响，因而如今对于圆形车刀的切削力预测还不够全面，另外，切削力与倒棱几何参数的需要更多的实验去探索和验证。

技术实现要素：

本发明要解决的技术问题是：提供一种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削时切削力预测方法，能高效、精确地预测难加工材料高速车削的切削力。

本发明为解决上述技术问题所采取的技术方案为：一种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削时切削力预测方法，其特征在于：它包括以下步骤：

s1、获取并以车削加工参数和材料本构参数作为输入量：

车削加工参数包括刀具半径r、切削深度ap、切削速度v和每齿进给量f；材料本构参数包括屈服强度a、强度系数b、应变率敏感系数c、热软化系数m和应变硬化指数n；

s2、建立正交坐标系：

定义刀具轴向为正交坐标系的z轴，切削进给方向为正交坐标系的x轴，与x轴、z轴垂直的方向为y轴，倒棱圆形刀具包括前刀面、倒棱面和后刀面，以前刀面的圆心为正交坐标系的空间原点，在xy平面内将倒棱圆形刀具切削刃离散成一系列切削微元，获取每个参与切削加工的微元；

s3、计算切削微元对应的未变形切屑厚度：

根据浸入角，将前刀面上参与切削加工区域划分为两个部分，分别给定区域内每个微元对应未变形切屑厚度的计算表达式，具体如下：

其中

上述表达中，为第j个微元对应的未变形切屑厚度，φs为第j个微元对应的浸入角，fc为每齿进给量在前刀面的投影，φst是切削域起始点的浸入角，φmid是切削域分区点的浸入角，φex是切削域终止点的浸入角；

s4、利用s3得到的切削微元的瞬时切屑厚度计算切削微元的切削力：

每个切削微元对应的切削速度方向、切向和径向的切削力和分别为：

其中

上述表述中，ktc、kfc和krc分别表示切削微元在切削速度方向、切向和径向的剪切力系数，kte、kfe和kre分别表示切削微元在这三个方向上的刃口力系数，d^j表示微元的宽度，dφs为切削刃离散化时的角度微元，表示微元的刃倾角，r表示刀具圆角半径，表示微元的法前角，h^j表示参考面上的未变形切屑厚度；

s5、将切削微元的切削力，通过空间坐标系矩阵变换转换到所述的正交坐标系中，相加后沿着切削刃积分，得到整体的切削力：

和分别表示切削微元在正交坐标系的x轴、y轴和z轴方向的切削力，fx、fy和fz分别表示x轴、y轴和z轴方向的整体切削力，为主偏角在参考面上的投影角。

按上述方法，所述的ktc、kfc和krc通过如下方法计算获得：

其中，是微元上的流动剪切应力，和η^jc分别是微元的法向前角、摩擦角、剪切角、刃倾角和切屑流角。

按上述方法，所述的kte、kfe和kre通过如下方法计算获得：

设刃口力系数与剪切应力、倒棱长度以及倒棱角的正弦成线性关系：

θ是倒棱角，l是倒棱长度，是微元上的流动剪切应力，dφs为切削刃离散化时的角度微元，pt、pf、pr分别是切削速度方向、径向、切向的刃口力系数中的线性常数项，是第j个切削刃微元的主偏角，c1至c6为中间参量。

按上述方法，所述的倒棱圆形刀具为陶瓷刀具。

本发明的有益效果为：

1、本发明考虑了倒棱刃口长度和倒棱角度对刃口力系数的影响，进一步完善了刃口力系数标定方程，从而能够高效、精确地预测倒棱圆形车刀车削加工时的切削力。

2、采用解析模型法求解刃口力系数和剪切力系数，建立切削微元的切削力模型，避免了大量切削实验。

附图说明

图1为本发明一实施例的方法流程图。

图2为圆形车刀切削加工过程中的刀具工件切削几何分析的示意图。

图3为切削域在前刀面视角的划分以及微元离散情况。

图4为切削刃微元局部角度参数的三维示意图。

图5为三维图形下切削刃微元局部角度参数的示意图。

图6为修正模型与jason-cook本构模型在以切削厚度为自变量时所预测切削力动态变化曲线图。

图7为倒棱刃口圆形刀片上倒棱角的示意图。

图8a和图8b为利用有限元软件advantedge进行的仿真实验来验证刃口力模型的结果。

图9a、b、c和图10a、b、c为理论预测结果和实测结果的对比图。

图中：1-前刀面，2-倒棱面，3-后刀面。

具体实施方式

下面结合具体实例和附图对本发明做进一步说明。

本发明提供一种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削时切削力预测方法，如图1所示，它包括以下步骤：

s1、获取并以车削加工参数和材料本构参数作为输入量：

车削加工参数包括刀具半径r、切削深度ap、切削速度v和每齿进给量f；材料本构参数包括屈服强度a、强度系数b、应变率敏感系数c、热软化系数m和应变硬化指数n。

s2、建立正交坐标系：

定义刀具轴向为正交坐标系的z轴，切削进给方向为正交坐标系的x轴，与x轴、z轴垂直的方向为y轴，如图7所示，倒棱圆形刀具包括前刀面1、倒棱面2和后刀面3，以前刀面的圆心为正交坐标系的空间原点，在xy平面内将倒棱圆形刀具切削刃离散成一系列切削微元，获取每个参与切削加工的微元。如图2所示，(a)是车削加工时工件刀具空间相对位置示意图，x轴负方向为为刀具进给方向，y轴为刀具径向，z轴为刀具轴向，也是切削速度方向；(b)是经典斜角切削理论示意图；(c)为圆刀片车削加工时与工件接触区域的示意图，从中可以看到着其切削厚度是不规则的，在本发明中将其离散成大量切削微元，再对每个微元用经典斜角切削理论求解其切削力；(d)所示为圆形刀具示意图；(e)所示是倒棱刃口刀具切削示意图。

s3、计算切削微元对应的未变形切屑厚度：

如图3所示，两相邻刀具位置所夹不规则区域(颜色较深)即切削域，为了使计算更为准确，将切削域被划分为切削域1和切削域2，a为工件和刀具接触的起始点。根据浸入角，将前刀面上参与切削加工区域划分为两个部分，分别给定区域内每个微元对应未变形切屑厚度的计算表达式，具体如下：

其中

上述表达中，为第j个微元对应的未变形切屑厚度，φs为第j个微元对应的浸入角，fc为每齿进给量在前刀面的投影，φst是切削域起始点的浸入角，φmid是切削域分区点的浸入角，φex是切削域终止点的浸入角，dφs表示的是划分微元的角度增量，表示第j个微元的宽度。

s4、利用s3得到的切削微元的瞬时切屑厚度计算切削微元的切削力：

图4为切削刃微元局部角度参数的三维示意图，其中pr为参考面，cpro为前刀面在参考面内的投影。

1).每个切削刃微元对应的刃倾角法向前角可以通过坐标变换计算得到:

其中

表述中，和是a点处对应的法向前角和刃倾角；

2).每个微元对应的法向剪切角和法向摩擦角可以通过最小能量法则的方程迭代求得:

3).全局切屑流方向通过假设微元之间的相互作用力之和为0求得:

图6描述了本发明中所用修正模型与jason-cook本构模型在以切削厚度为自变量时所预测切削力动态变化曲线图，从图中可以看出，在小切厚区域，修正模型由于考虑了倒棱几何的影响，预测更为准确，所以修正后的流动剪切应力计算公式为：

其中，为jason-cook本构模型求解的每个微元上的流动剪切应力。

根据经典切削力模型可知，每个切削微元对应的切削速度方向、切向和径向的切削力和分别为：

其中

上述表述中，ktc、kfc和krc分别表示切削微元在切削速度方向、切向和径向的剪切力系数，kte、kfe和kre分别表示切削微元在这三个方向上的刃口力系数，d^j表示微元的宽度，dφs为切削刃离散化时的角度微元，表示微元的刃倾角，r表示刀具圆角半径，表示微元的法前角，h^j表示参考面的未变形切屑厚度；。

所述的ktc、kfc和krc通过如下方法计算获得：

其中，是微元上的流动剪切应力，和η^jc分别是微元的法向前角、摩擦角、剪切角、刃倾角和切屑流角。

图8a和图8b为利用有限元软件advantedge进行的仿真实验来验证刃口力模型的结果。如图中所示，分别以倒棱长度和倒棱角为变量。由图中的曲线可以看出，刃口力随倒棱长度以及倒棱角正弦呈现正相关特性，因此可以认为假设刃口力和倒棱长度以及倒棱角正弦成正比是合理的。因此可以给出本发明中提出的刃口力系数的表达式。所述的kte、kfe和kre通过如下方法计算获得：

设刃口力系数与剪切应力、倒棱长度以及倒棱角的正弦成线性关系：

结合图5和图6中推导的公式，可以得出刃口力系数中常数项的标定方程：

θ是倒棱角，如图7所示，倒棱角即倒棱面2与前刀面1的夹角；l是倒棱长度，是微元上的流动剪切应力，dφs为切削刃离散化时的角度微元，pt、pf、pr分别是切削速度方向、径向、切向的刃口力系数中的线性常数项，是第j个切削刃微元的主偏角，c1至c6为中间参量。

s5、将切削微元的切削力，通过空间坐标系矩阵变换转换到所述的正交坐标系中，相加后沿着切削刃积分，得到整体的切削力：

和分别表示切削微元在正交坐标系的x轴、y轴和z轴方向的切削力，fx、fy和fz分别表示x轴、y轴和z轴方向的整体切削力，为主偏角在参考面的投影角。

本发明中所述的圆形倒棱车刀为陶瓷刀具，所加工的工件材料为inconel718这种典型难加工合金，,陶瓷刀具因其耐磨、耐高温、不易粘连等特点，被越来越广泛地用于切削加工领域，尤其是加工硬度较高的难加工材料。inconel718作为一种比较典型的难加工材料，是航空工业和核工业中应用十分广泛的，其优点明显，但是缺点在于难以加工，对刀具的损耗很大，难以获得较好的零件表面完整性。本发明针对这类难加工材料的加工工况，提出的切削力预测方法可以很好地预测难加工材料在加工过程中的切削力，可以在高效高精加工中的对切削力实现实时监控，因此能够对加工过程控制以及对切削优化等方面提供更加完善的技术研发指导。

下面结合具体的圆形陶瓷车刀切削加工实例来全面清楚地解释说明本发明中的建模过程。

在本实施例中采用的是直径12.7mm圆形陶瓷刀片(具体型号是rngn120400)安装车刀时，前刀面最低点为沿着工件轴向进给的最前端，即图3中的b点，前角为-6°。工件的材料是inconel718，车床的型号是cak5085nzj，测力仪的型号是kistler9257b，采样频率是40khz，具体的切削力数值是通过计算采样值中间某段区间的平均值获得的。首先通过大量的实验数据对本发明中给定的刃口力系数中的常数项进行标定，标定结果如表1所示：

表1

通过以上推导过程和给定的切削加工参数，采用matlab数值仿真可以预测得到不同切削加工参数下x、y、z三个方向的切削力数值。对应的切削加工参数、理论预测结果和实测结果以及预测误差如表2所示。

表2

图9a、图9b和图9c描述了切削速度150mm/min时，切深0.5mm，进给速度0.1mm/r，不同倒棱长度情况下，x、y、z三个方向的切削力的理论预测结果和实测结果的对比结果。

图10a、图10b和图10c描述了切削速度150mm/min，进给速度0.1mm/r，切深为0.5mm，不同倒棱角情况下，x、y、z三个方向的切削力的理论预测结果与实测结果的对比结果。

本发明进一步研究了切削力与刃口参数以及切削加工参数的关系，并针对inconel718这种典型难加工金属材料进行多组上述实验，从预测与实验数据对比中可以发现，本发明中提出的这种考虑倒棱几何的难加工材料高速车削切削力预测模型能很好地符合倒棱圆形车刀切削实际，具有很高的准确性，与其他技术中提出的建模方法相比，更全面、系统地反应了倒棱刃口圆形车刀的车削加工过程，同时可以满足对车削加工切削力精确控制的需求。

要理解本文所述的实施例可以由硬件、软件、固件、中间件、微代码或其任意组合来实现。对于硬件实现方式，处理单元可以在一个或多个专用集成电路(asic)、数字信号处理器(dsp)、数字信号处理器件(dspd)、可编程逻辑器件(pld)、现场可编程门阵列(fpga)、处理器、控制器、微处理器、微控制器、被设计以执行本文所述功能的其它电子单元、或其组合内实现。当以软件、固件、中间件或微代码、程序代码或代码段来实现实施例时，可以将它们存储在诸如存储组件的机器可读介质中。

以上实施例仅用于说明本发明的设计思想和特点，其目的在于使本领域内的技术人员能够了解本发明的内容并据以实施，本发明的保护范围不限于上述实施例。所以，凡依据本发明所揭示的原理、设计思路所作的等同变化或修饰，均在本发明的保护范围之内。