本發(fā)明屬于金屬加工過程中的銑削力預(yù)測相關(guān)技術(shù)領(lǐng)域，更具體地，涉及一種考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法。

背景技術(shù)：

立銑加工主要是利用刀具底刃和圓周側(cè)刃來去除待加工零件表面多余的材料，由于其去除材料效率高而被廣泛應(yīng)用在航空航天等高端領(lǐng)域的零部件制造中。為了滿足零部件對加工效率和加工精度的要求，具有特殊結(jié)構(gòu)的銑刀(如仿形刀、變齒距銑刀)等逐漸被應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)中。其中，變齒距銑刀具有減弱切削顫振、改善加工表面質(zhì)量、延長刀具使用壽命和提高加工效率的作用，而銑削力是研究刀具磨損、切削顫振和加工質(zhì)量的基本依據(jù)，因此，能夠高效精確預(yù)測變齒距銑刀的銑削力對銑削工藝至關(guān)重要。

目前，本領(lǐng)域相關(guān)技術(shù)人員已經(jīng)做了一些研究，如文獻“Budak,E.,Y.Altintas,and E.J.A.Armarego."Prediction of milling force coefficients from orthogonal cutting data."Journal of Manufacturing Science and Engineering118.2(1996):216-224.”公開了采用大量的正交車削實驗建立切削數(shù)據(jù)庫，然后對模型中的剪切角、摩擦角和剪切應(yīng)力進行標定，該方法需要進行大量的切削實驗，實驗成本高，而且刀具幾何形狀一旦發(fā)生改變就需要重新進行標定；又如文獻“Wan,Min,et al."A unified instantaneous cutting force model for flat end mills with variable geometries."Journal of Materials Processing Technology 214.3(2014):641-650.”公開了一種平底銑刀通用銑削力建模方法，該方法采用兩組銑削實驗對剪切角、摩擦角和剪切應(yīng)力等物理參數(shù)進行標定，雖然實驗次數(shù)和實驗成本降低，但仍然存在重新實驗標定過程。綜上所述，現(xiàn)有的切削力預(yù)測方法大都將切削力系數(shù)中所包含的剪切角、摩擦角和剪切應(yīng)力等物理參數(shù)采用實驗標定方法獲得，刀具幾何形狀參數(shù)如刀具齒間角和螺旋角的改變需要重新進行實驗標定，成本較高，效率較低。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

針對現(xiàn)有技術(shù)的以上缺陷或改進需求，本發(fā)明提供了一種考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，其基于銑削加工的特點，針對銑削力的預(yù)測進行了設(shè)計。所述銑削力預(yù)測方法同時考慮了刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心，首先將銑刀沿軸向劃分為一系列切削微元，然后基于非等寬剪切區(qū)域模型計算主剪切區(qū)域內(nèi)應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的分布，接著代入Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算剪切平面的剪切應(yīng)力，采用基于微元等效平面方法計算剪切角、摩擦角和切屑流角，代入直角-斜角轉(zhuǎn)化公式來計算剪切力系數(shù)和切削微元剪切力；同時采用滑移線場模型計算切削微元刃口與工件的微元摩擦力，通過疊加切削微元剪切力與刃口力并進行笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換以得到機床坐標系下的銑削微元力，最后對加工過程中所有起切削作用的切削微元銑削力進行積分求和即可得到任意時刻的銑削三向力，該銑削力預(yù)測方法避免因刀具參數(shù)改變而需要重新實驗標定的問題，其降低了成本，提高了效率，且具有較高的準確性。

為實現(xiàn)上述目的，本發(fā)明提供了一種考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，其包括以下步驟：

(1)確定工件物理參數(shù)、刀具幾何參數(shù)及工藝加工參數(shù)，所述刀具幾何參數(shù)包括螺旋角及齒間角；所述工藝加工參數(shù)包括偏心距離及偏心角度；

(2)將刀具參與切削的區(qū)域劃分為多段切削微元，并計算任意時刻切削微元的刀具角度位置；

(3)在考慮刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心的情況下，計算切削微元的實際每齒進給和瞬時動態(tài)切厚；

(4)計算剪切流動應(yīng)力及剪切力系數(shù)和刃口力系數(shù)；

(5)計算切削微元在刀具切向、徑向及軸向的切削微元力，并通過笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換將切削微元在刀具切向、徑向及軸向的切削微元力轉(zhuǎn)化到機床坐標系的X軸、Y軸及Z軸上；

(6)對每條切削刃上起到切削作用的所有切削微元力進行積分求和，以得到任意時刻的三向銑削動態(tài)切削力。

進一步的，任意時刻切削微元的刀具角度位置由以下公式計算獲得：

式中n為主軸轉(zhuǎn)速；φ₀為參考切削刃i＝1在刀具底部的初始角度位置；ψ_i,j＝j(luò)dztanβ_i/R為切削微元[i,j]相對于刀具底部的徑向滯后角，β_i為第i條切削刃的螺旋角；φ_pi表示為在刀具底部第i條切削刃與第i-1條切削刃間的齒間角。

進一步的，切削微元的實際每齒進給由以下公式聯(lián)合計算獲得：

式中，β_i為第i條切削刃的螺旋角，f_z為名義進給，N為切削刃數(shù)，φ_pi,j為切削微元[i,j]與切削微元[i-1,j]的齒間角。

進一步的，所述偏心距離及所述偏心角度是采用激光位移傳感器檢測得到的。

進一步的，切削微元在刀具偏心下的實際瞬時動態(tài)切厚由以下公式聯(lián)合計算獲得：

式中R_i,j和R分別為切削微元[i,j]的實際有效切削半徑和刀具半徑，m_i,j表示當前切削微元[i,j]切削的是之前第m_i,j個切削微元留下的材料。

進一步的，所述剪切流動應(yīng)力是采用基于非等寬剪切區(qū)域模型和Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算獲得的。

進一步的，所述剪切力系數(shù)是采用基于微元等效平面法和直角-斜角轉(zhuǎn)換公式來計算獲得的。

進一步的，所述刃口力系數(shù)是基于滑移線場分析模型計算獲得的。

進一步的，所述切削微元在刀具切向、徑向及軸向的切削微元力是采用主剪切區(qū)域剪切力與第三摩擦區(qū)域刃口力疊加的方法計算獲得的。

總體而言，通過本發(fā)明所構(gòu)思的以上技術(shù)方案與現(xiàn)有技術(shù)相比，本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，其同時考慮了刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心，首先將銑刀沿軸向劃分為一系列切削微元，然后基于非等寬剪切區(qū)域模型計算主剪切區(qū)域內(nèi)應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的分布，接著代入Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算剪切平面的剪切應(yīng)力，采用基于微元等效平面方法計算剪切角、摩擦角和切屑流角，代入直角-斜角轉(zhuǎn)化公式來計算剪切力系數(shù)和切削微元剪切力；同時采用滑移線場模型計算第三摩擦區(qū)域切削微元刃口與工件的微元摩擦力，通過疊加切削微元剪切力與刃口力并進行笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換以得到機床坐標系下的銑削微元力，最后對加工過程中所有起切削作用的切削微元銑削力進行積分求和即可得到任意時刻的銑削三向力，該銑削力預(yù)測方法避免因刀具參數(shù)改變而需要重新實驗標定的問題，其降低了成本，提高了效率，且具有較高的準確性。

附圖說明

圖1是本發(fā)明較佳實施方式提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法的流程示意圖。

圖2是圖1中的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法涉及的銑削示意圖。

圖3是采用圖1中的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變齒間角及變螺旋角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值的對比示意圖。

圖4是采用圖1中的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變齒間角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值的對比示意圖。

圖5是采用圖1中的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變螺旋角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值的對比示意圖。

圖6是采用圖1中的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對常規(guī)刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值的對比示意圖。

具體實施方式

為了使本發(fā)明的目的、技術(shù)方案及優(yōu)點更加清楚明白，以下結(jié)合附圖及實施例，對本發(fā)明進行進一步詳細說明。應(yīng)當理解，此處所描述的具體實施例僅僅用以解釋本發(fā)明，并不用于限定本發(fā)明。此外，下面所描述的本發(fā)明各個實施方式中所涉及到的技術(shù)特征只要彼此之間未構(gòu)成沖突就可以相互組合。

請參閱圖1及圖2，本發(fā)明較佳實施方式提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，所述銑削力預(yù)測方法同時考慮了刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心，其首先將銑刀沿刀具軸向劃分為一系列切削微元，然后基于非等寬剪切區(qū)域模型計算主剪切區(qū)域內(nèi)應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的分布，接著代入Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算主剪切平面的剪切應(yīng)力，采用基于微元等效平面方法計算剪切角、摩擦角和切屑流角，代入直角-斜角轉(zhuǎn)化公式來計算剪切力系數(shù)和切削微元剪切力。銑刀切削刃具有一定大小的刃口半徑，為提高銑削力的預(yù)測精度，所述銑削力預(yù)測方法采用滑移線場模型計算第三摩擦區(qū)域切削微元刃口與工件的微元摩擦力，通過疊加切削微元剪切力與刃口力并進行笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換以得到機床坐標系下的銑削微元力，最后對加工過程中所有起切削作用的切削微元銑削力進行積分求和即可得到任意時刻的銑削三向力。

本發(fā)明提供的銑削力預(yù)測方法避免了大量實驗標定，采用分析的方法建立了精確的且考慮了刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心的銑削力預(yù)測模型，所述銑削力預(yù)測模型可用于加工過程中動態(tài)銑削力的預(yù)測，提高了預(yù)測效率，降低了成本，且為高效高精加工提供了有效的數(shù)據(jù)支持。

本實施方式中，所述的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法主要包括以下步驟：

步驟一，確定工件物理參數(shù)、刀具幾何參數(shù)及工藝加工參數(shù)。具體的，所述工件物理參數(shù)包括密度ρ_m、比熱容C_P、導(dǎo)熱系數(shù)k_p及泰勒奎尼系數(shù)χ；所述刀具幾何參數(shù)包括刃口數(shù)目N、刀具直徑D、徑向前角α_n、刃口半徑r_e、刃螺旋角β_i及齒間角φ_pi；所述工藝加工參數(shù)包括順銑或逆銑、徑向切寬a_r、軸向切深a_p、主軸轉(zhuǎn)速n、每齒進給f_z、偏心距離ρ及偏心角度λ。

步驟二，將刀具參與切削的區(qū)域劃分為多段切削微元，并計算任意時刻切削微元的刀具角度位置。具體地，針對具有N條切削刃的銑刀，沿軸向?qū)姷秴⑴c切削的區(qū)域劃分為J段切削微元，第i條切削刃的第j個切削微元表示為[i,j]，通過公式(1)計算切削微元[i,j]上的刀具角度位置φ_i,j(t)：

式中，n為主軸轉(zhuǎn)速；φ₀為參考切削刃i＝1在刀具底部的初始角度位置；ψ_i,j＝j(luò)dztanβ_i/R為切削微元[i,j]相對于刀具底部的徑向滯后角，β_i為第i條切削刃的螺旋角，計算公式考慮了不同切削刃的螺旋角；φ_pi表示為在刀具底部第i條切削刃與第i-1條切削刃間的齒間角，不同切削刃之間的齒間角可以有所不同。

步驟三，在考慮刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心的情況下，計算切削微元的實際每齒進給和瞬時動態(tài)切厚。具體地，針對變齒間角和變螺旋角的銑刀，在實際切削過程中切削微元[i,j]的實際每齒進給f_i,j都不一樣，其受名義進給f_z、切削刃數(shù)N及切削微元間的齒間角φ_pi,j的影響，可由公式(2)及公式(3)聯(lián)合計算獲得：

其中，β_i為第i條切削刃的螺旋角，φ_pi,j為切削微元[i,j]與切削微元[i-1,j]的齒間角。

刀具制造誤差和刀具在機床上的安裝誤差將會導(dǎo)致刀具軸線與機床主軸軸線不重合而引起刀具偏心，多齒銑刀旋轉(zhuǎn)加工存在刀具偏心。刀具偏心的存在將會改變刀具每齒的實際瞬時動態(tài)切削厚度，進而影響切削力的分布，將上面所求到的切削微元實際每齒進給代入公式(4)和(5)計算考慮刀具偏心的情況下每齒實際瞬時動態(tài)切削厚度。

式中，R_i,j和R分別為切削微元[i,j]的實際有效切削半徑和刀具半徑，m_i,j表示當前切削微元[i,j]切削的是之前第m_i,j個切削微元留下的材料。

步驟四，分別基于非等寬剪切區(qū)域模型和Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算剪切流動應(yīng)力；基于微元等效平面法和直角-斜角轉(zhuǎn)換公式來計算剪切力系數(shù)；基于滑移線場分析模型計算刃口力系數(shù)。

具體地，本實施方式采用文獻“Li,Binglin,et al."Analytical prediction of cutting forces in orthogonal cutting using unequal division shear-zone model."The International Journal of Advanced Manufacturing Technology 54.5-8(2011):431-443.”記載的基于非等寬剪切區(qū)域模型來計算剪切變形區(qū)域內(nèi)的應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度，然后代入考慮了應(yīng)變硬化效應(yīng)、應(yīng)變率強化效應(yīng)和材料溫度軟化效應(yīng)的Johnson-Cook流動應(yīng)力模型來精確計算剪切平面的剪切流動應(yīng)力τ_s；采用微元等效平面方法來計算剪切角摩擦角β_n和切屑流角η_sh，然后代入直角-斜角轉(zhuǎn)換公式來計算剪切力系數(shù)。同時，本實施方式采用文獻“Waldorf,Daniel J.,Richard E.DeVor,and Shiv G.Kapoor."A slip-line field for ploughing during orthogonal cutting."Journal of Manufacturing Science and Engineering 120.4(1998):693-699.”記載的基于滑移線場分析模型來計算刃口力系數(shù)，詳見公式(6)、公式(7)及公式(8)。

步驟五，計算切削微元在刀具切向、徑向及軸向的切削微元力，并通過笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換將切削微元在刀具切向、徑向及軸向的切削微元力轉(zhuǎn)化到機床坐標系的X軸、Y軸及Z軸上。

具體地，切削微元[i,j]在刀具切向、徑向和軸向的切削微元力可采用主剪切區(qū)域剪切力與第三摩擦區(qū)域刃口力疊加的方法計算，見公式(9)。

式中，dz為切削微元的軸向高度，h_i,j(t)為步驟三中所求的切削微元實際的瞬時動態(tài)切削厚度；K_tc、K_rc和K_ac分別為切向剪切力系數(shù)、徑向剪切力系數(shù)及軸向剪切力系數(shù)；K_te、K_re和K_ae分別為切向刃口力系數(shù)、徑向刃口力系數(shù)及軸向刃口力系數(shù)。

通過公式(10)實現(xiàn)切向、徑向及軸向的切削微元力到機床坐標系X軸、Y軸及Z軸上的轉(zhuǎn)化。

式中g(shù)(φ_i,j(t))為窗口函數(shù)，當切削微元參與切削時為1，否則為0。

步驟六，對每條切削刃上起到切削作用的所有切削微元力進行積分求和，以得到任意時刻的三向銑削動態(tài)切削力。

為了更好的說明本發(fā)明較佳實施方式提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，以下以四個具體實例進行詳細說明。

具體實例1

請參閱圖3，預(yù)測硬質(zhì)合金刀具在五軸加工中心對鋁合金6061-T6進行順銑切削的銑削力，具體包括以下步驟：

(1)確定相關(guān)參數(shù)，硬質(zhì)合金刀具為3齒刀具，其中刀具直徑D＝8mm，徑向前角α_n＝5°，刃口半徑r_e＝20um，齒間角φ_pi＝120°/100°/140°，螺旋角β_i＝35°/40°/30°；主軸轉(zhuǎn)速n＝1000RPM，單齒進給f_z＝0.1mm/z，軸向切深a_p＝0.5mm，徑向切寬a_r＝7mm；刀具安裝在主軸上后，采用激光位移傳感器測量刀具偏心參數(shù)為偏心距離ρ＝2.3mm及偏心角度λ＝32.3°，詳見表1。

表格1銑削相關(guān)參數(shù)

(2)采用動態(tài)測力儀9257A實時采集加工過程中的壓電信號，接入信號放大器5070進行放大，最后通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行實時處理獲得加工測量力，數(shù)據(jù)采樣頻率為25KHz?？紤]到加工環(huán)境與測量裝置對采集切削力有一定的影響，因此從加工測量力中選取鄰近的10個周期的實驗值進行平均作為一個周期的最終實驗切削力。

(3)將3槽銑刀沿軸向劃分為200個等距切削微元，通過輸入?yún)?shù)與下式計算在t時刻作用在第i條切削刃的第j個切削微元[i,j]上的刀具角度位置φ_pi,j：

式中，參考切削刃i＝1在刀具底部的初始角度位置φ₀設(shè)置為0，表示第一條切削刃剛好與工件接觸。

(4)由于刀具每條切削刃的齒間角和螺旋角都是變化的，因此實際切削過程中切削微元[i,j]的實際每齒進給f_i,j都不一樣，可通過下式進行計算：

(5)將激光位移傳感器測量的刀具偏心距離ρ＝2.3mm、刀具偏心角度λ＝32.3°和計算獲得的切削微元[i,j]的實際每齒進給f_i,j代入下式，計算考慮刀具偏心情況下的切削微元的實際瞬時動態(tài)切削厚度h_i,j(t)：

(6)采用考慮了剪切變形中的應(yīng)變硬化效應(yīng)、應(yīng)變率強化效應(yīng)和材料溫度軟化效應(yīng)的Johnson-Cook流動應(yīng)力模型精確計算剪切平面的剪切流動應(yīng)力τ_s；采用基于微元等效平面法和直角-斜角轉(zhuǎn)化公式計算剪切力系數(shù)K_tc、K_rc及K_ac，并通過滑移線場分析模型計算刃口力系數(shù)K_te、K_re及K_ae。

(7)將獲得的瞬時動態(tài)切削厚度h_i,j(t)、剪切力系數(shù)K_tc、K_rc、K_ac及刃口力系數(shù)K_te、K_re、K_ae代入下式計算切削微元[i,j]在刀具切向、徑向和軸向的切削微元力，然后通過笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)化到機床坐標系的X、Y和Z三個方向上。

(8)在一個刀具旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)重復(fù)執(zhí)行第(3)步到第(7)步計算每個微元的切削力，并對所有起到切削作用的切削微元上的切削力積分求和得到任意時刻的總銑削力。

由圖3可知，本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變齒間角及變螺旋角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值十分相近，可見所述銑削力預(yù)測方法的準確性較高，其預(yù)測值具有較高的參考價值。

具體實例2

請參閱圖4，具體實例2所采用的是3齒變齒間角刀具對鋁合金6061-T6進行順銑切削，工件物理參數(shù)與具體實例1相同；刀具齒間角φ_pi＝120°/100°/140°，其余刀具幾何參數(shù)與具體實例1相同；工藝加工參數(shù)為軸向切深a_p＝1.5mm，徑向切寬a_r＝4mm，偏心距離ρ＝4.3mm和偏心角度λ＝20.6°，其余工藝加工參數(shù)與具體實例1相同。

由圖4可知，本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變齒間角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值十分相近，可見所述銑削力預(yù)測方法的準確性較高，其預(yù)測值具有較高的參考價值。

具體實例3

請參閱圖5，具體實例3所采用的是3齒變螺旋角刀具對鋁合金6061-T6進行順銑切削，工件物理參數(shù)與具體實例1相同；刀具螺旋角β_i＝30°/35°/40°，其余刀具幾何參數(shù)與具體實例1相同；工藝加工參數(shù)為軸向切深a_p＝1mm，徑向切寬a_r＝6mm，偏心距離ρ＝3.5mm和偏心角度λ＝30.8°，其余工藝加工參數(shù)與具體實例1相同。

由圖5可知，本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對變螺旋角刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值十分相近，可見所述銑削力預(yù)測方法的準確性較高，其預(yù)測值具有較高的參考價值。

具體實例4

請參閱圖6，具體實例4所采用的是3齒常規(guī)刀具對鋁合金6061-T6進行順銑切削，工件物理參數(shù)與具體實例1相同；刀具齒間角φ_pi＝120°/120°/120°，刀具螺旋角β_i＝35°/35°/35°，其余刀具幾何參數(shù)與具體實例1相同；工藝加工參數(shù)為軸向切深a_p＝2mm，徑向切寬a_r＝2mm，偏心距離ρ＝5.6mm和偏心角度λ＝45.1°，其余工藝加工參數(shù)與具體實例1相同。

由圖4可知，本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法對常規(guī)刀具的銑削力的預(yù)測值與實驗值十分相近，可見所述銑削力預(yù)測方法的準確性較高，其預(yù)測值具有較高的參考價值，且靈活性較高。

本發(fā)明提供的考慮刀具齒間角、螺旋角及偏心的銑削力預(yù)測方法，其同時考慮了刀具齒間角、刀具螺旋角及刀具偏心，首先將銑刀沿軸向劃分為一系列切削微元，然后基于非等寬剪切區(qū)域模型計算主剪切區(qū)域內(nèi)應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的分布，接著代入Johnson-Cook流動應(yīng)力模型計算剪切平面的剪切應(yīng)力，采用基于微元等效平面方法計算剪切角、摩擦角和切屑流角，代入直角-斜角轉(zhuǎn)化公式來計算剪切力系數(shù)和切削微元剪切力；同時采用滑移線場模型計算第三摩擦切削微元刃口與工件的微元摩擦力，通過疊加切削微元剪切力與刃口力并進行笛卡爾坐標系轉(zhuǎn)換以得到機床坐標系下的銑削微元力，最后對加工過程中所有起切削作用的切削微元銑削力進行積分求和即可得到任意時刻的銑削三向力，該銑削力預(yù)測方法避免因刀具參數(shù)改變而需要重新實驗標定的問題，其降低了成本，提高了效率，且具有較高的準確性。

本領(lǐng)域的技術(shù)人員容易理解，以上所述僅為本發(fā)明的較佳實施例而已，并不用以限制本發(fā)明，凡在本發(fā)明的精神和原則之內(nèi)所作的任何修改、等同替換和改進等，均應(yīng)包含在本發(fā)明的保護范圍之內(nèi)。