本發(fā)明涉及一種切削力測量方法，特別涉及一種基于機床主軸-刀柄-刀具模態(tài)耦合技術的切削力測量方法。
背景技術：
文獻1“朱堅民，王健，張統(tǒng)超等?；诘毒哒駝游灰频膭討B(tài)銑削力測量方法。儀器儀表學報，2014，35(12)：2772–2782?！惫_了一種基于刀具變形的切削力測量方法，該方法通過測量加工過程中的刀具單點變形量，并且利用懸臂梁理論確定相對應的刀具剛度，從而間接獲取切削力。但該方法提出的確定刀具剛度的方法忽略了主軸-刀柄部分的變形，當?shù)毒卟牧蠗钍夏Ａ亢艽髸r，該方法確定的刀具剛度將嚴重偏離真實值，使得間接測得切削力不準確。
文獻2“albrechta,parkss,altintasy,etal.highfrequencybandwidthcuttingforcemeasurementinmillingusingcapacitancedisplacementsensors.internationaljournalofmachinetoolsandmanufacture,2005,45:993–1008.”公開了一種基于主軸變形的切削力測量方法，該方法通過電容位移傳感器測量加工過程中的主軸變形間接獲取切削力。但該方法確定刀具剛度時，存在刀尖點到主軸的變形位移傳遞率較低以及主軸自身的振動影響測量準確度，導致測量力偏差大。
以上文獻的典型特點是：在使用測量位移信號間接獲得切削力的方法時，由于現(xiàn)有確定刀具剛度的方法誤差大，導致材料楊氏模量很大的刀具或主軸振動影響大時，測量精度偏低。
技術實現(xiàn)要素：
為了克服現(xiàn)有切削力測量方法測量精度低的不足，本發(fā)明提供一種基于機床主軸-刀柄-刀具模態(tài)耦合技術的切削力測量方法。該方法首先沿刀桿豎直方向選取位移傳感器測量點，將位移傳感器固定安裝在選定位置處。然后分別采集空轉和加工過程中刀桿測量點的變形位移，將二者相減，即可得到刀桿測量點處的實際變形位移。最后，利用結構模態(tài)耦合技術確定刀具剛度，結合得到的位移，即可計算獲得切削力。本發(fā)明分別在空轉和加工過程中采集刀桿測量點p的位移變形信號，確定出刀桿測量點p的實際位移變形信號δc-δac，然后利用結構模態(tài)耦合技術確定刀桿測量點p處的剛度kδ，最后將kδ與δc-δac相乘得到切削力。與背景技術相比，獲得的切削力更加準確。
本發(fā)明解決其技術問題所采用的技術方案：一種基于機床主軸-刀柄-刀具模態(tài)耦合技術的切削力測量方法，其特點是包括以下步驟：
步驟一、將刀具裝夾在機床上，在刀桿上選取測量點p；過測量點p所測位移在切削進給方向，測得切削力為進給方向切削力；在切削進給法向，測得切削力為進給法向切削力；
步驟二、將電容式位移傳感器固定在刀桿的測量點p處，調節(jié)電容式位移傳感器探頭與測量點p之間的距離，使之達到傳感器的測量范圍，并將電容位移傳感器與其配套驅動器、數(shù)據(jù)采集設備以及計算機連接好；
步驟三、采集機床空轉時的刀桿測量點p的變形位移信號δac；
步驟四、采集機床加工過程中的刀桿測量點p的變形位移信號δc；
步驟五、計算刀桿測量點p的實際變形位移信號δc-δac；
步驟六、將機床-刀具系統(tǒng)劃分為機床主軸-刀柄、刀柄與刀具接合面、刀具柄部和刀具刃部四個子結構，并對四個子結構建立有限元模型；
步驟七、機床主軸-刀柄的動力學方程為zs(ω)qs(ω)＝fs-a(ω)；其中，zs(ω)表示機床主軸-刀柄的剛度矩陣，qs(ω)表示機床主軸-刀柄的位移向量，fs-a(ω)表示刀柄-刀具接合面對機床主軸-刀柄的力向量。
步驟八、刀柄-刀具接合面的動力學方程為
步驟九、刀具柄部的動力學方程為
步驟十、刀具刃部的動力學方程為
步驟十一、將步驟八、步驟九和步驟十的方程進行傅里葉變換，結合步驟七的方程，機床-刀具系統(tǒng)的動態(tài)剛度矩陣通過下式計算：
步驟十二、機床-刀具系統(tǒng)的頻率響應函數(shù)矩陣，通過公式h(ω)＝z-1(ω)計算；
步驟十三、從步驟十二得到的機床-刀具系統(tǒng)的頻率響應函數(shù)矩陣h(ω)中提取刀具柄部測量點p處的頻率響應函數(shù)；
步驟十四、選取步驟十三的頻率響應函數(shù)幅值平穩(wěn)段的頻率響應函數(shù)，計算所述平穩(wěn)段內頻率響應函數(shù)的平均值φ；
步驟十五、用公式
步驟十六、由步驟五確定的δc-δac和步驟十五確定的kδ，用公式f＝kδ(δac-δc)計算得到切削力。
本發(fā)明的有益效果是：該方法首先沿刀桿豎直方向選取位移傳感器測量點，將位移傳感器固定安裝在選定位置處。然后分別采集空轉和加工過程中刀桿測量點的變形位移，將二者相減，即可得到刀桿測量點處的實際變形位移。最后，利用結構模態(tài)耦合技術確定刀具剛度，結合得到的位移，即可計算獲得切削力。本發(fā)明分別在空轉和加工過程中采集刀桿測量點p的位移變形信號，確定出刀桿測量點p的實際位移變形信號δc-δac，然后利用結構模態(tài)耦合技術確定刀桿測量點p處的剛度kδ，最后將kδ與δc-δac相乘得到切削力。與背景技術相比，獲得的切削力更加準確。
下面結合附圖和具體實施方式對本發(fā)明作詳細說明。
附圖說明
圖1是本發(fā)明基于機床主軸-刀柄-刀具模態(tài)耦合技術的切削力測量方法實施例的切削力結果圖。
具體實施方式
參照圖1。本發(fā)明基于機床主軸-刀柄-刀具模態(tài)耦合技術的切削力測量方法具體步驟如下：
步驟一、將刀具裝夾在刀柄上，并一起安裝于機床之后，在刀桿上選取測量點p。
步驟二、電容位移傳感器安裝在切削力進給方向上的刀桿測量點p，調節(jié)電容式位移傳感器探頭與刀桿測量點之間的距離，使之達到傳感器的測量范圍，并將電容位移傳感器與其配套驅動器、數(shù)據(jù)采集設備、計算機連接好，進行切削力的測量。加工工件材料為鋁合金7050，使用刀具為4刃硬質合金銑刀，刀具直徑為12mm，加工參數(shù)為：主軸轉速為1000rpm，軸向切深2mm，徑向切深3mm，進給速度320mm/min，切削力方向為進給方向；
步驟三、采集機床空轉時的刀桿測量點p的變形位移信號δac；
步驟四、采集機床加工過程中的刀桿測量點p的變形位移信號δc；
步驟五、計算刀桿測量點p的實際變形位移信號δc-δac；
步驟六、首先將機床-刀具系統(tǒng)劃分為機床主軸-刀柄、刀柄與刀具接合面、刀具柄部和刀具刃部四個子結構，并對四個子結構建立有限元模型；
步驟七、對機床主軸-刀柄子結構，機床主軸-刀柄的動力學方程為：
zs(ω)qs(ω)＝fs-a(ω)
其中，zs(ω)表示機床主軸-刀柄的剛度矩陣，qs(ω)表示機床主軸-刀柄的位移向量，fs-a(ω)表示刀柄-刀具接合面對機床主軸-刀柄的力向量。
步驟八、對刀柄-刀具接合面子結構，刀柄-刀具接合面動力學方程為：
其中，qa(t)表示刀柄-刀具接合面的位移向量，fa-s(t)表示機床主軸-刀柄對刀柄-刀具接合面的力向量，fa-k(t)表示刀具柄部對刀柄-刀具接合面的力向量，ca表示刀柄-刀具接合面的阻尼矩陣，ka表示刀柄-刀具接合面的剛度矩陣。
步驟九、對刀具柄部子結構，刀具柄部的動力學方程為：
其中，qk(t)表示刀具柄部的位移向量，fk-a(t)表示刀柄-刀具接合面對刀具柄部的力向量，fk-e(t)表示刀具刃部對刀具柄部的力向量，mk表示刀具柄部的質量矩陣，ck表示刀具柄部的阻尼矩陣，kk表示刀具柄部的剛度矩陣；
步驟十、對刀具刃部子結構，刀具刃部的動力學方程為：
其中，qe(t)表示刀具刃部的位移向量，fe-k(t)表示刀具柄部對刀具刃部的力向量，fa(t)表示施加在刀尖點的外力向量，me表示刀具刃部的質量矩陣，ce表示刀具刃部的阻尼矩陣，ke表示刀具刃部的剛度矩陣；
步驟十一、將步驟八、步驟九和步驟十得到的方程進行傅里葉變換，結合步驟七的方程，機床-刀具系統(tǒng)的動態(tài)剛度矩陣通過下式計算：
步驟十二、機床-刀具系統(tǒng)的頻率響應函數(shù)矩陣，通過下式計算：h(ω)＝z-1(ω)
步驟十三、從步驟十二得到的機床-刀具系統(tǒng)的頻率響應函數(shù)矩陣h(ω)中提取刀具柄部測量點p處的頻率響應函數(shù)；
步驟十四、選取切削穩(wěn)定段，求得該段內頻率響應函數(shù)幅值的平均值φ＝1.110μm/n；
步驟十五、求得刀桿測量點p的剛度kδ＝9.010n/μm；
步驟十六、將確定的kδ與δc-δac相乘，得到切削力。
從圖1可以看到本方法最終得到的切削力。