CN106695457B - 一种陶瓷切削温度的确定方法 - Google Patents

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Abstract

本发明公开了一种陶瓷切削温度的确定方法，包括以下步骤：(1)获取待切削材料的密度ρ、比热容c、弹性模量E和材料单位面积的表面能γ；(2)设置切削速度νc、切削深度ap和进给量f；根据选取的刀具确定刀具主偏角kr；(3)获取主切削力Fy和车削力在水平基面内的分力FD；(4)获取切削过程中加工表面的裂纹数目N；(5)依据步骤(1)～(4)中参数确定切削温度T2。本发明提供了陶瓷切削温度的确定方法，通过确立材料属性、切削力、剪切角、刀具主偏角及机械加工工艺参数等因素与陶瓷切削温度关系，能够有效确定陶瓷切削温度，从而可以提升工件表面加工质量，提高工件加工精度，优化刀具磨损情况，提高生产率。

Description

一种陶瓷切削温度的确定方法
技术领域
本发明涉及一种陶瓷切削温度的确定方法，具体属于陶瓷加工技术领域。
背景技术
切削加工中切削热的产生不可避免，切削热直接导致了刀屑接触面温度升高，切削温度是评价切削行为的重要指标之一，它是影响工件表面加工质量、加工精度、刀具磨损的重要因素。切削温度的研究一直是切削加工领域的重要课题。目前，金属等塑性材料切削温度的研究已取得很大进展，针对金属等塑性材料切削温度的研究方法主要有解析法、数值法、热源法等。用解析法或数值法计算切削温度时，不考虑热源状况如何，只依据初始条件、边界条件及热传导规律进行求解。而切削加工中传热的主要特点是热源具有一定的形态和尺寸，但边界条件多是未知量，所以利用传统的解析法或数值法求解切削热问题误差较大，而热源法则具有独到之处。但由于陶瓷材料具有电绝缘、热导率低、脆性大等特点，切削温度测量难度很大。陶瓷等脆性材料与金属等塑性材料切削温度的产生机理有较大差异。虽然金属切削温度理论的研究已取得很大进展，但针对陶瓷等脆性材料切削温度的研究较少。因此研究一种陶瓷切削温度的确定方法，显得尤为必要。
发明内容
为解决现有技术的不足，本发明的目的在于提供一种陶瓷切削温度的确定方法，能够有效确定陶瓷车削加工时切削温度，优化工件表面加工质量和加工精度。
为了实现上述目标，本发明采用如下的技术方案：
一种陶瓷切削温度的确定方法，包括以下步骤：
(1)获取待切削材料的密度ρ、比热容c、弹性模量E和材料单位面积的表面能γ；
(2)设置切削速度νc、切削深度ap和进给量f；根据选取的刀具确定刀具主偏角kr；
(3)获取主切削力Fy和车削力在水平基面内的分力FD；
(4)获取切削过程中加工表面的裂纹数目N；
(5)依据步骤(1)～(4)中参数确定切削温度T2为：
其中，R为热分配系数；T0为环境温度；k为常数；φ为剪切角。
前述陶瓷切削温度的确定方法，步骤(2)中，剪切角φ为45°。
前述陶瓷切削温度的确定方法，步骤(3)中，切削力在水平基面内的分力FD通过以下公式获取：其中，Fx为切深抗力；Fz为进给抗力。
前述陶瓷切削温度的确定方法，步骤(3)中，主切削力Fy、Fx、Fz通过三向切削测力仪在线采集获取。本发明中优选采用9119A型三向测力仪在线采集得到。
前述陶瓷切削温度的确定方法，步骤(4)中，裂纹数目N通过以下步骤获取：利用激光共聚焦显微镜采集氟金云母陶瓷车削表面形貌照片，通过分析切削层截面裂纹数目来确定N的具体数值。
前述陶瓷切削温度的确定方法，步骤(5)中，常数k可以按照“The velocity ofbrittle fracture”(Roberts D K,Wells A A；Engineering,1954,178(4639):820-821)中方法获取。
前述陶瓷切削温度的确定方法中，热分配系数R是通过陶瓷车削实验，确定切削热分配给切屑、刀具和工件的比例得到的。
为了确保本发明技术方案的科学、合理、有效，发明人进行了一系列的实验研究。
1、金属切削温度理论应用于陶瓷材料
实际切削加工过程属于三维切削行为，但由于直接研究三维问题非常困难，通常先分析二维切削过程，之后将结果推广应用于三维问题。
如图1所示，金属切削时形成三个热源，分别在第一变形区(剪切区)、第二变形区(刀屑接触区)和第三变形区(刀工件接触区)，第三变形区产生的切削热很少，通常被忽略。在近似条件下可作如下假设：消耗在剪切区和刀屑接触区中所有的能均转化成热能；将剪切区和刀屑接触区中的能量分别集中在一个平面上；剪切区和刀屑接触区能量集中平面上的能量分布是均匀的，即热流密度不变。
从应力应变的角度分析金属切削时第一变形区的切削温度。假设变形区塑性变形做功产生的热量全部用于变形区材料的温升，即变形区处于绝热状态，即可得到微分形式的变形区温升，如式(1)所示。
式中，c为比热容，J/(kg·℃)；ρ为密度，kg/m3；τ为剪应力，Pa，dγ为剪应变微分单元。
取从剪切面开始的一小段切屑为研究对象，金属材料去除形式如图1。
在第一变形区，切下单位体积金属所消耗的剪切功ps如式(2)。
式中，Fp为背向力，N；φ为剪切角,°；aw为切削宽度，mm；ac为切削厚度，mm；γ0为刀具前角，°。
第一变形区(剪切面)剪切力Fs如式(3)，其中，Fy为主切削力，N。
Fs＝Fy cosφ-Fp sinφ (3)
第一变形区(剪切面)上的平均剪应力τφ如式(4)，其中As为截面面积，mm2。
其中，当τφ为拉应力时取正值，为压应力时取负值。
第一变形区(剪切面)剪应变γφ如式(5)。
由式(2)结合热量计算公式，并考虑到热分配系数R和室温T0的影响，第一变形区(剪切面)的切削温度如式(6)。
二维切削过程中，主切削力Fy和背向力Fp对切削热的产生起着决定性作用，然而实际车削过程属于三维切削，与二维切削中背向力Fp起到类似作用的是实际三维切削加工中车削力在水平基面内的分力FD，如式(7)，其中，Fx为切深抗力，N；Fz为进给抗力，N。
陶瓷与金属切削机理有着显著差别，陶瓷材料以脆性断裂去除形式为主，通常会经历初始裂纹产生、裂纹扩展、裂纹延伸至自由表面实现块状剥落三个阶段。金属切削温度理论应用于陶瓷材料时存在很大的局限性，因此针对陶瓷材料建立脆性材料切削温度理论方程是非常必要的。如图2所示，陶瓷材料在切削力作用下的断裂是其裂纹产生、扩展、聚集、贯通的宏观表现，需要从断裂力学的角度分析工程陶瓷切削温度理论模型。陶瓷等脆性材料的抗拉强度和抗剪强度小于其抗压强度，受压时，与轴线大致呈45°方向的斜截面上剪应力最大，因此沿45°方向斜截面被剪切破坏。由此可以确定剪切角为45°。
2、脆性材料断裂去除中的能量传递
对均匀受力平板的一个椭圆孔进行应力分析，如图3所示，椭圆孔半轴分别为a和b，平板在y轴方向承受均匀的拉伸应力σA。尖锐切口或弯角处的局部应力水平可能比外加的作用应力高出许多倍。即使一条亚微观的裂纹也可能成为固体中的一个薄弱点。断裂力学中，一个无限狭窄的椭圆孔的极限情况可看作一条裂纹。
Griffith首先研究了脆性断裂中裂纹的不稳定传播问题，对于一个裂纹系统，在经典力学和热力学能量守恒定律的基础上，可以根据该系统能量变化描述裂纹扩展的过程。
陶瓷材料切削过程中的切削热，需要考虑裂纹扩展过程中各个能量分项的相应变化量。在一次断裂过程中，外界所做的功一部分用于改变系统的应变能，一部分用于生成新表面的表面能，剩下的部分会转化成热。断裂过程中的能量平衡方程如式(8)所示。
dW＝dUE+dUS+(dUT+dQ) (8)
式中，dW为外界对系统做的功，J；dUE为系统增加的的弹性应变能，J；dUS为系统新增的表面能，J；(dUT+dQ)为断裂过程中系统产生的热，J，dUT为系统内部增加的热能，J，dQ为传出系统的能量，J。
图4是楔形加载方式下云母薄层的劈裂过程，一个厚度为h的玻璃楔块插入附着于母体的一块云母薄片的下方，从而驱动了沿云母劈裂面的裂纹向前扩展。此时，可将劈裂层看作一个厚度为d、单位宽度的自由承载悬臂梁，悬臂梁的固定端为与楔块作用点距离为l的裂纹尖端处。F为弯曲力，O点为裂纹起始点，C点为裂纹尖端。如图4所示，楔形加载方式下云母薄层的劈裂过程表明：裂纹扩展不总是在瞬间完成的，即断裂过程中可能包含一些动力学效应；裂纹扩展的过程中伴随一些静电放出(摩擦发光)；尽管将楔块移走后裂纹似乎愈合了，但重新使裂纹发生扩展变得更容易。这些现象说明断裂并不完全是Griffith考虑的那样，而应该同时存在其他能量的耗散过程。
根据能量守恒定律，当面对更复杂的情况时，只需在裂纹系统总能量表达式中增加相应的新能量分项，或对原来的能量分项作些修改即可。
2.1、断裂过程中的表面能
根据热力学第二定律，断裂过程中产生的热量满足式(9)所示不等式。
dUT+dQ≥0 (9)
断裂是材料生成新表面的过程，为使得断裂发生，必须提供足够的能量以产生两个新的表面，如式(10)。
裂纹扩展驱动力(由势能释放产生)不小于材料固有的裂纹扩展阻力。裂纹扩展阻力与形成新表面需要提供的表面能有关。裂纹扩展引起的势能改变等于裂纹扩展阻力。对于裂纹系统，如式(11)。
式中W为外力所做的功，J；，UE系统的应变能，J；γ为材料单位面积的表面能，J/m2；A为厚度为B的平板的内面裂纹的表面积，m2。
断裂过程中的表面能等于裂纹长度、所形成新表面的数量及单位面积表面能的乘积(图3所示，椭圆孔洞短半轴b→0)，如式(12)所示。
US＝4aBγ (12)
式中,US为断裂过程中的表面能，J；B为材料厚度，m；a为1/2倍裂纹长度值，m；γ为材料单位面积的表面能，J/m2。
2.2、断裂过程中的弹性应变能
陶瓷材料在一次车削加工中切削速度vs保持不变。厚度B的板状试件上有一长度2a的扁平椭圆孔裂纹(图3所示，椭圆孔洞短半轴b→0)，恒位移加载(v为常数)方式下由应力场和应变场计算出裂纹附近每个单元体的应变能密度，在比裂纹长度大得多的尺度范围内进行积分得到裂纹前缘单位宽度的应变能。伴随裂纹的产生而被释放出来的弹性应变能如式(13)所示。
式中，UE为伴随裂纹的产生而被释放出来的弹性应变能，J；E为弹性模量，Pa，σ为拉应力，Pa；B为厚度，m；a为1/2倍裂纹长度值，m。
2.3、断裂过程中的动能
Griffith在分析裂纹系统时，没有考虑裂纹扩展产生的动能，然而实际车削加工过程中裂纹扩展问题属于动态断裂力学的范畴。由量纲分析法可知无限大物体中以准静态方式移动的裂纹的动能，对于远处作用有拉应力σ并含有一个正在扩展的裂纹的系统。厚度为B的物体产生一条裂纹伴随的动能如式(14)所示。
式中，Ud为产生一条裂纹伴随的动能，J；ρ为密度，kg/m3；v为裂纹扩展速度，m/s；k为常数，无量纲；σ为拉应力，Pa；B为厚度，m；a为1/2倍裂纹长度值，m；E为弹性模量，Pa。
裂纹扩展的极限速度如式(15)所示。
式中，vlim为裂纹扩展的极限速度，m/s；k为常数，无量纲；E为弹性模量，Pa；ρ为密度，kg/m3。
采用文献《The velocity of brittle fracture》(Roberts D K，Wells A A；Engineering；1954,178(4639):820-821)中方法，通过数值计算准静态裂纹扩展过程中物体的动能，可以确定k值。因此，式(15)可以进一步发展，得到如式(16)所示。
3、脆性材料切削温度理论模型的建立
根据能量守恒定律可知断裂过程中能量平衡方程如式(17)所示。
dW＝dUE+dUS+dUd+(dUT+dQ) (17)
式中，dW为外界对系统做的功，J；dUd为系统产生的动能，J；dUE为系统增加的的弹性应变能，J；dUS为系统新增的表面能，J；(dUT+dQ)为断裂过程中系统产生的热，J。
车削加工过程中会同时产生很多条裂纹，将方程(17)两边积分，若加工表面的裂纹数目为N条，裂纹扩展过程中相应发生变化的各个能量项之间的平衡关系如式(18)。其中，裂纹产生的过程中系统的弹性应变能会减小，因此，其表达式前加负号，而表面能，动能，热能都增大。
Wtotal＝N×(-UE+US+Ud)+Qbrittle (18)
式中，Wtotal为车削过程中切削力对系统做的功，J；N为车削过程中加工表面的裂纹数目；UE为车削过程中产生一条裂纹系统增加的的弹性应变能，J；US为车削过程中产生一条裂纹系统新增的表面能，J；Ud为车削过程中产生一条裂纹系统产生的动能，J；Qbrittle为陶瓷等硬脆材料切削加工时断裂过程中产生的热量，J。
切削加工时，陶瓷材料在外力作用下，裂纹尖端附近应力值达到临界值时，裂纹就会发生失稳扩展，从而导致被切削区材料的断裂。
金属切削热第三变形区的热量通常可以忽略，第二变形区(刀屑接触区)由于摩擦力较大会产生较多的热量。但在脆性材料切削热研究中，因产生崩碎切屑，刀屑接触长度很小，第二变形区摩擦力很小，产生的热量可以忽略。另外，与金属材料相比，陶瓷等脆性材料断裂去除过程中，应力应变问题更为复杂，这导致其切削温度不易按照金属切削温度研究方法直接求解。
基于脆性材料去除机理研究的复杂性，在陶瓷材料切削过程中，忽略刀屑接触区的摩擦热以及后刀面工件接触区的摩擦热对切削温度的影响，则产生切削热的区域主要是第一变形区(剪切滑移面)，对工件温度产生影响的主要是第一变形区产生的切削热。
因此，结合式(4)，可知陶瓷材料切削加工时断裂应力如式(19)所示。
式中，σ为陶瓷材料切削加工时断裂应力，Pa；Fy为主切削力，N；FD为实际三维切削加工中车削力在水平基面内的分力，N；φ为剪切角；aw为切削宽度，m；ac为切削厚度，m。
由式(18)可知，陶瓷等硬脆材料切削加工时断裂过程中产生的热量如式(20)。
Qbrittle＝Wtotal+(UE-US-Ud)×N (20)
切削加工中的温升如式(21)。
式中，Tbrittle为切削加工中单位时间内的温升，℃；vc为切削速度，m/s；c为比热容，J/(kg·℃)；ρ为密度，kg/m3；aw为切削宽度，m；ac为切削厚度，m。
切削加工中单位时间内消耗的总能量如式(22)。
Wtotal＝Fyvc (22)
式中Fy为主切削力，N；vc为切削速度，m/s；W为单位时间内消耗的总能量，J。
Griffith考虑了固体中受应力作用的一条孤立的裂纹，基于力学和热力学的基本能量理论，提出了裂纹扩展准则。裂纹扩展的临界应力取决于材料参数：弹性模量E，材料单位面积的表面能γ和1/2倍裂纹长度值a，如式(23)。
式中，σ为陶瓷材料切削加工时断裂应力，Pa；E为弹性模量，Pa；γ为材料单位面积的表面能，J/m2；a为1/2倍裂纹长度值，m。
由式(23)可知1/2倍裂纹长度值如式(24)。
根据实际切削加工的过程，提出材料厚度B和切削深度ap的转化关系如式(25)。
式中，B为厚度，m；ap为切削深度，m；kr为刀具主偏角,°。
当v＝vlim时，结合式(16)，伴随一条裂纹产生的动能表达式(14)可进一步发展，如式(26)。
车削加工示意图如图5所示，在主运动和进给运动的作用下，切削层内工件材料被切除，外圆车削氟金云母陶瓷时，切削层截面形状为平行四边形。
由图5可知，车削加工时，每转的切削厚度ac和进给量f的关系如式(27)。
ac＝fsinkr (27)
式中，kr为刀具主偏角,°；ac为切削厚度，m；f为进给量，m/r。
由图5可知，车削加工时切削深度ap和切削宽度aw的关系如式(28)。
式中，ap为切削深度，m；kr为刀具主偏角,°；aw为切削宽度，m。
因此，由式(27)和式(28)可知，切削宽度aw、切削厚度ac、进给量f和切削深度ap满足方程(29)。
awac＝fap (29)
由图5可知，切削层截面面积AD如式(30)。
AD＝acaw (30)
由式(12)～式(30)可以推出，陶瓷材料切削加工时温升如式(31)。
考虑到热分配系数R和环境温度T0的影响，切削温度如式(32)。
T2＝R×Tbrittle+T0 (32)
式中，T0为室温，℃。
式(32)结合式(7)可得，陶瓷材料切削温度理论方程如式(33)。
其中，切削热研究领域的学者对于热分配系数的确定方法有很多种，本申请中为确定热分配系数R，进行相关陶瓷车削实验研究切削热分配给切屑、刀具、工件的比例，对比实验结果后得出结论：绝大部分的切削热分配给切屑和刀具，仅有很小一部分切削热分配给工件，实验中采集的切削温度是刀尖切下切屑时刻的瞬时温度，由此确定了热分配系数R的值。
4、验证实验
为验证脆性材料切削温度理论方程的精确性，采用YG硬质合金刀具在CAK5085D型数控车床上开展氟金云母陶瓷车削实验，其主偏角kr＝45°。试件为氟金云母陶瓷棒料，其材料性能参数：密度2.65g/cm3，弹性模量100GPa，比热容1.85J/(g·k)，单位面积自由表面能1.75J/m2。
利用9119A型三向测力仪采集切削力，利用基恩士FT系列温度传感器测量切削温度。实验中应将温度传感器的探头对准刀尖位置，且二者相距25mm。另外，为准确测量刀尖处的切削温度，以单因素实验研究氟金云母陶瓷车削时切削温度与工艺参数之间的关系。单因素实验条件如表1。
表1氟金云母陶瓷车削单因素实验条件
5、结果与讨论
5.1、实验结果
氟金云母陶瓷车削加工单因素主切削力、切深抗力、进给抗力及切削温度实验结果如表2所示，切深抗力和进给抗力的合力即为车削力在基面内的分力。
表2氟金云母陶瓷车削切削力及切削温度单因素实验结果
利用激光共聚焦显微镜采集氟金云母陶瓷车削表面形貌照片，通过分析切削层截面裂纹数目来大致确定N的具体数值。虽然裂纹数目会受到切削速度、进给速度、切削深度、刀具前角等因素的影响，如图6、图7、图8分别为3、8和13号实验的200倍、500倍、1000倍车削表面形貌图，结果表明，同一工件材料在不同加工条件下切削层截面裂纹数目和裂纹深度不同，但裂纹数目在数量级上基本保持一致。激光共聚焦显微镜采集的200倍表面形貌照片图像尺寸为645μm×645μm，采集的500倍表面形貌照片图像尺寸为257μm×257μm，采集的500倍表面形貌照片图像尺寸为129μm×129μm。切削层截面积AD＝acaw＝fap，取N≈500条。
5.2、切削温度理论值与实验值的对比
根据金属材料第一变形区切削温度理论模型求解氟金云母陶瓷切削温度，且刀具前角γ0＝7°，取φ＝45°，T0＝25℃，Fp≈FD，R＝0.99，T0＝25℃，求出金属材料模型切削温度理论值T1。根据脆性材料切削温度理论方程，取k＝106，φ＝45°，N＝500，R＝0.99，T0＝25℃，求出陶瓷材料模型切削温度理论值T2。与实验值T0进行对比，如表3所示。
表3氟金云母陶瓷车削实验切削温度理论值及实验值对比结果
5.3、工艺参数对切削温度的影响
5.3.1、切削速度对切削温度的影响
切削温度实验值、陶瓷模型理论值及金属模型理论值与切削速度之间的关系如图9。从总体趋势上看，随切削速度的增大，切削温度实验值先减小后增大再减小，且以误差棒的形式显示在图上。从两种模型理论值与实验值吻合程度上看，金属模型理论值变化幅度非常大，与实验值偏差很大，而陶瓷模型理论值与实验值基本吻合，基本处于其误差棒包络范围内。5.3.2、进给速度对切削温度的影响
切削温度实验值、陶瓷模型理论值及金属模型理论值与进给速度之间的关系如图10。从实验数据总体趋势上看，随进给速度的增大，切削温度实验值先增大后减小，且以误差棒的形式显示在图上。从两种模型理论值与实验值吻合程度上看，金属模型理论值单调递减，且变化幅度非常大，与实验值偏差很大，而陶瓷模型理论值与实验值偏差相对较小，基本处于其误差棒包络范围内。
5.3.3、切削深度对切削温度的影响
切削温度实验值、陶瓷模型理论值及金属模型理论值与切削深度之间的关系如图11。从实验数据总体趋势上看，随切削深度的增大，切削温度实验值先增大后减小再增大，当ap＝0.08mm时，出现了极大值，而当ap＝0.15mm时，出现了极小值，且以误差棒的形式显示在图上。从两种模型理论值与实验值吻合程度上看，金属模型理论值变化幅度非常大，与实验值偏差很大，而陶瓷模型理论值与实验值基本吻合，基本处于其误差棒包络范围内。
综上所述，陶瓷模型理论值与实验值基本吻合，其中，陶瓷模型理论值略高于切削温度实验值，这是因为温度传感器采集切削温度的过程中存在少量的热量散失，而金属模型理论值与实验值偏差很大，这表明金属切削温度理论不适用于陶瓷材料，而基于Gri ffith断裂理论建立的陶瓷等脆性材料车削加工时切削温度理论方程切合实际。
6、结论
(1)陶瓷与金属切削机理有着显著差别。陶瓷材料切削中，产生崩碎切屑，刀屑接触长度很小，第二变形区摩擦力很小，产生的热量可以忽略。陶瓷材料以脆性断裂去除形式为主，通常会经历初始裂纹产生、裂纹扩展、裂纹延伸至自由表面实现块状剥落三个阶段。因此，金属切削温度理论应用于陶瓷材料时存在很大的局限性。
(2)基于断裂过程能量守恒定律，从脆性材料断裂去除中能量传递机理的角度建立了脆性材料切削温度理论方程。断裂力学一般只针对静态的裂纹系统，没有考虑裂纹扩展产生的动能。然而实际车削加工过程中裂纹扩展问题属于动态断裂力学的范畴。所以，需要在系统能量平衡方程中考虑动能因素，即陶瓷材料车削过程中，切削力做功分别用于表面能、应变能、动能、热能。由此获得了陶瓷材料车削加工的切削温度理论模型，它包含了陶瓷材料属性、切削力、剪切角、刀具主偏角及机械加工工艺参数。
(3)实验结果表明，陶瓷材料车削过程中，随切削速度的增大，切削温度先减小后增大再减小；随进给速度的增大，切削温度先增大后减小；随切削深度的增大，切削温度先增大后减小再增大。陶瓷模型理论值基本处于切削温度实验值误差棒包络范围内，即切削温度实验结果与所建立的脆性材料切削温度理论方程相吻合。
(4)陶瓷模型理论值与切削温度实验值基本吻合，而金属模型理论值与切削温度实验值偏差很大，这表明建立的陶瓷等脆性材料车削加工时切削温度理论方程切合实际。
本发明的有益之处在于：本发明提供的一种陶瓷切削温度的确定方法，通过确立陶瓷材料属性、切削力、剪切角、刀具主偏角及机械加工工艺参数等因素与云母陶瓷车削加工时切削温度关系，能够有效确定陶瓷车削加工时切削温度，从而可以提升工件表面加工质量，提高工件加工精度，优化刀具磨损情况，提高生产率。通过本发明的方法还可以得出切削速度、进给量对切削温度影响的特点。即陶瓷材料车削过程中，随切削速度的增大，切削温度先减小后增大再减小；随进给速度的增大，切削温度先增大后减小；随切削深度的增大，切削温度先增大后减小再增大。经实验验证，通过本发明的陶瓷切削温度的确定方法，得到的计算值与实际测量值相匹配。
附图说明
图1是金属等塑性材料去除形式示意图；
图2是陶瓷等脆性材料去除示意图；
图3是承受均匀外加应力σA作用的平板示意图；
图4是云母劈裂实验示意图；
图5是车削加工示意图；
图6是氟金云母陶瓷车削实验表面形貌(放大200倍)图；
图7是氟金云母陶瓷车削实验表面形貌(放大500倍)图；
图8是氟金云母陶瓷车削实验表面形貌(放大1000倍)图；
图9是切削速度对切削温度的影响图；
图10是进给速度对切削温度的影响图；
图11是切削深度对切削温度的影响图；
图中附图标记的含义：图1和图2：1-工件，2-切削工具，3-第一变形区，4-第二变形区，5-第三变形区，6-残余裂纹，7-碎片；图5:1-工件，2-切削工具；图6-8：A-3号实验样品，B-8号实验样品，C-13号实验样品。
具体实施方式
以下结合具体实施例对本发明作进一步的介绍。
实施例
一种陶瓷切削温度的确定方法，包括以下步骤：
(1)获取待切削材料的密度ρ(kg/m3)、比热容c(J/(kg·℃))、弹性模量E(Pa)和材料单位面积的表面能γ(J/m2)；
(2)设置切削速度νc(m/s)、切削深度ap(m)和进给量f(m/r)，根据选取的刀具确定刀具主偏角kr(°)。
(3)获取主切削力Fy和车削力在水平基面内的分力FD(N)；其中，切削力在水平基面内的分力FD通过以下公式获取：其中，Fx为切深抗力(N)；Fz为进给抗力(N)。Fy、Fx、Fz通过三向切削测力仪在线采集获取。本发明中优选采用9119A型三向测力仪在线采集得到。
(4)获取切削过程中加工表面的裂纹数目N；通过以下步骤获取：利用激光共聚焦显微镜采集氟金云母陶瓷车削表面形貌照片，通过分析切削层截面裂纹数目来确定N的具体数值。
(5)依据步骤(1)～(4)中参数确定切削温度T2为：
其中，R为热分配系数；T0为环境温度(℃)；k为常数；φ为剪切角(°)。所述剪切角φ为45°；常数k按照文献《The velocity of brittle fracture》(Roberts D K，Wells AA；Engineering；1954,178(4639):820-821)中方法获得。热分配系数R是通过过陶瓷车削实验确定切削热分配给切屑、刀具和工件的比例得到的。

Claims (6)

1.一种陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：包括以下步骤：
(1)获取待切削材料的密度ρ、比热容c、弹性模量E和材料单位面积的表面能γ；
(2)设置切削速度νc、切削深度ap和进给量f，根据选取的刀具确定刀具主偏角kr；
(3)获取主切削力Fy和车削力在水平基面内的分力FD；
(4)获取切削过程中加工表面的裂纹数目N；
(5)依据步骤(1)～(4)中参数确定切削温度T2为：
其中，R为热分配系数；T0为环境温度；k为常数，φ为剪切角。
2.根据权利要求1所述的陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：所述步骤(2)中，剪切角φ为45°。
3.根据权利要求1所述的陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：所述步骤(3)中，切削力在水平基面内的分力FD通过以下公式获取：其中，Fx为切深抗力；Fz为进给抗力。
4.根据权利要求3所述的陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：所述步骤(3)中，主切削力Fy、切深抗力Fx和进给抗力Fz通过三向切削测力仪在线采集获取。
5.根据权利要求1所述的陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：所述步骤(4)中，裂纹数目N通过以下步骤获取：利用激光共聚焦显微镜采集陶瓷车削表面形貌照片，通过分析切削层截面裂纹数目来确定N的具体数值。
6.根据权利要求1所述的陶瓷切削温度的确定方法，其特征在于：所述热分配系数R是通过陶瓷车削实验，确定切削热分配给切屑、刀具和工件的比例得到的。
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