基于Oxley’s理論的300M鋼正交切削加工變量的預(yù)測

王 運(yùn), 張昌明,2*, 張 昱

(1.陜西理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 漢中 723000； 2.陜西省工業(yè)自動(dòng)化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 漢中 723000)

300M鋼(40CrNi2Si2MoVA)具有高強(qiáng)度、高硬度、耐疲勞及耐腐蝕等優(yōu)良特性,已在國防軍工及航空、航天領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用,成為制造飛機(jī)起落架、車輪齒輪、火箭發(fā)動(dòng)機(jī)外殼和中心主軸等主承力構(gòu)件的主要材料[1-3],但300M鋼高強(qiáng)度和高硬度的特性使其在切削加工中表現(xiàn)出切削力大、切削溫度高、刀具磨損嚴(yán)重、表面質(zhì)量差及加工效率低的特點(diǎn),最終影響零部件的可靠性、疲勞性能、安全性以及使用壽命[4-6]。通過預(yù)測切削加工中應(yīng)力、應(yīng)變、切削力和切削溫度等加工變量,可合理優(yōu)化切削參數(shù),從而提高加工表面質(zhì)量,延長零部件使用壽命,因此對(duì)300M鋼正交切削加工過程變量的預(yù)測十分重要。

目前中外學(xué)者對(duì)300M鋼進(jìn)行了一定的研究。司馬中文等[7]設(shè)置了高速干車削300M鋼試驗(yàn),分析了表面粗糙度及殘余應(yīng)力與車削參數(shù)的關(guān)系,并得出了進(jìn)給量是影響表面粗糙度的重要因素,切削速度和切削深度是影響殘余應(yīng)力的重要因素結(jié)論；Liu等[8]對(duì)300M鋼設(shè)置了不同溫度、應(yīng)變速率條件下的壓縮試驗(yàn),研究了變形溫度和應(yīng)變速率對(duì)流動(dòng)應(yīng)力的影響規(guī)律,并構(gòu)建了流動(dòng)應(yīng)力的模糊神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型；鄭光明等[9]設(shè)置了高速車削300M鋼試驗(yàn),研究了切屑變形、刀具壽命和刀具磨損機(jī)理,并得出車削300M鋼時(shí),切屑塑性變形嚴(yán)重,刀具發(fā)生前、后刀面磨損的結(jié)論；Zhang等[10]研究了加熱溫度和保溫時(shí)間對(duì)300M鋼奧氏體晶粒尺寸的影響,得出了奧氏體晶粒尺寸隨加熱溫度和保溫時(shí)間的增加而增大的結(jié)論,并建立了300M鋼奧氏體晶粒生長模型；張慧萍等[11]設(shè)置了干式銑削300M鋼試驗(yàn),分析了銑削參數(shù)與刀具磨損之間的關(guān)系,并揭示了刀具磨損機(jī)理；Guo等[12]對(duì)300M鋼進(jìn)行了不同溫度和應(yīng)變速率的壓縮試驗(yàn),研究了300M鋼的高溫流動(dòng)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為,并構(gòu)建了高應(yīng)變速率下的再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)模型和晶粒尺寸預(yù)測模型；章曉婷等[13]對(duì)300M鋼進(jìn)行了高溫、低應(yīng)變率下的熱模擬壓縮試驗(yàn),分析了流動(dòng)應(yīng)力與變形溫度和應(yīng)變速率之間的關(guān)系,并建立了高溫?zé)嶙冃尾牧媳緲?gòu)方程；邢萬強(qiáng)等[14]設(shè)置了車削300M鋼試驗(yàn),以移動(dòng)熱源理論為基礎(chǔ),結(jié)合不等距剪切區(qū)模型和試驗(yàn)獲取的切削力、切屑厚度數(shù)據(jù),并采用遺傳算法獲取300M鋼的Johnson-Cook(J-C)本構(gòu)方程參數(shù)。雖然中外學(xué)者對(duì)300M鋼在力學(xué)性能、表面質(zhì)量、刀具磨損等方面做了大量研究,由于缺少材料的本構(gòu)方程,少有文獻(xiàn)涉及對(duì)300M鋼正交切削加工變量預(yù)測的研究,通過預(yù)測300M鋼正交切削加工變量,可為工藝參數(shù)優(yōu)化及切削加工研究提供理論指導(dǎo)。

將300M鋼作為研究對(duì)象,以O(shè)xley’s解析加工預(yù)測理論為基礎(chǔ),利用Labview軟件編寫了正交切削仿真算法,并開發(fā)了正交切削仿真模塊,通過輸入300M鋼材料特性、切削條件以及刀具參數(shù)對(duì)300M鋼正交切削加工變量進(jìn)行了預(yù)測,依據(jù)仿真結(jié)果分析了不同切削參數(shù)對(duì)剪切角、切削力、切削溫度和切削厚度等加工變量的影響規(guī)律,并驗(yàn)證了正交切削仿真模塊的準(zhǔn)確性。

1 正交切削試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料300M超高強(qiáng)度鋼棒材,幾何尺寸為φ50 mm ×100 mm,其化學(xué)成分、機(jī)械性能和熱物理性能如表1～表3所示[15-16]。

表2 300M鋼的機(jī)械性能Table 2 Mechanical properties of 300M steel

表3 300M鋼的熱物理性能[16]Table 3 Thermo-physical properties of 300M steel[16]

1.2 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)采用型號(hào)為C620-3型的普通車床進(jìn)行車削試驗(yàn),其最大工件回轉(zhuǎn)直徑為400 mm,最大工件長度1 000 mm；試驗(yàn)采用硬質(zhì)合金刀具,其前角為-6°,后角為5°,刃傾角為0°,刀尖圓弧半徑為 0.04 mm,車削過程使用微量冷卻液；試驗(yàn)中切削力測量采用Kistler-9255B型號(hào)的三向測力儀系統(tǒng),其三向測力儀系統(tǒng)包括A/D數(shù)模轉(zhuǎn)換器(analog to digital converter)、電荷放大器和數(shù)據(jù)分析處理軟件,則切削力測量示意圖如圖1所示。

圖1 切削力測量示意圖Fig.1 Schematic diagram of cutting force measurement

1.3 試驗(yàn)方案與結(jié)果

根據(jù)試驗(yàn)條件,將主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量和切削深度作為車削參數(shù),為使外圓車削符合正交切削條件,在滿足刀具性能的前提下選取大切深、小進(jìn)給[17],并將切削深度作為常量,主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量作為變量,最后選取切削力的平均值作為每種切削條件下的試驗(yàn)值,其試驗(yàn)方案與結(jié)果如表4所示。

2 正交切削仿真模塊

2.1 正交切削過程解析加工預(yù)測理論

以O(shè)xley’s解析加工預(yù)測理論為理論基礎(chǔ),該理論是基于實(shí)驗(yàn)塑性流動(dòng)場的滑移線場分析和應(yīng)變率分析的切屑形成模型,符合實(shí)際的切削加工過程。切屑形成模型如圖2所示,該模型包含第一變形區(qū)(主變形區(qū))和第二變形區(qū)(刀-屑接觸區(qū)),且第一變形區(qū)假設(shè)為平行變形區(qū),第二變形區(qū)假設(shè)為等厚度變形區(qū)。剪切面MN位于第一變形區(qū),其MN線被視為位于切屑形成區(qū)滑移線場中心處的直線型滑移線,對(duì)剪切面MN的分析如下。

lMN為剪切面MN的長度；U為切削線速度；Vs為剪切速度；V為滑移速度；t3為切屑厚度；t1為切削厚度；FC為主切削力；FT為進(jìn)給力；R為切削合力；Fs為剪切力；FN為剪切面處法向切削力；F為刀-屑接觸處的摩擦力；λ為摩擦角；N為刀-屑接觸處的法向力；θ為切削合力(R)與剪切面MN間的夾角；Δd為剪切區(qū)寬度圖2 切屑形成模型Fig.2 Chip formation model

剪切面MN處的應(yīng)變假設(shè)均勻分布,且為第一變形區(qū)內(nèi)總應(yīng)變的1/2,其計(jì)算公式為

(1)

式(1)中：γMN為剪切面MN處的應(yīng)變；α為刀具前角；φ為剪切角。

剪切面MN處的剪切應(yīng)變率假設(shè)均勻,且與剪切速度(Vs)成正比,與剪切面長度(lMN)成反比,其計(jì)算公式為

(2)

剪切速度表達(dá)式為

(3)

(4)

(5)

剪切面MN處的剪切流動(dòng)應(yīng)力(kMN)可由Von Mises 屈服準(zhǔn)則求得

(6)

剪切面MN處的平均溫度(TMN)計(jì)算公式為

TMN=Tw+ηΔTxy

(7)

(8)

式中:η為剪切面處塑性功與總塑性功的比值，0η1；ΔTxy為切屑形成的塑性變形區(qū)的溫升；t1為切削厚度,相當(dāng)于車削中的進(jìn)給量(f)；ρ為材料密度；ω為材料比熱容；t2為切削寬度,相當(dāng)于車削中的切削深度(ap)；剪切力Fs可由式(9)求得；ψ為塑性功轉(zhuǎn)化為工件溫升的比例,0ψ1，可由布思萊德經(jīng)驗(yàn)公式[式(10)]求得

(9)

(10)

式(10)中：無量綱熱值ST計(jì)算公式為

ST=ρωUt1/M′

(11)

式(11)中:M′為材料熱導(dǎo)率。

第一變形區(qū)處的切削合力(R)計(jì)算公式為

(12)

FC=Rcos(λ-α)

(13)

FT=Rsin(λ-α)

(14)

t3=t1cos(φ-α)/sinφ

(15)

λ=θ+α-φ

(16)

式(16)中：切削合力(R)與剪切面MN間的夾角(θ)計(jì)算公式為[18]

(17)

式(17)中:neq為應(yīng)變硬化指數(shù)，其計(jì)算公式為[18]

(18)

剪切面N點(diǎn)的法向應(yīng)力(σ′N)可通過滑移線場的應(yīng)力平衡方程和J-C流動(dòng)應(yīng)力模型得出，其計(jì)算公式為

(19)

第二變形區(qū)(刀-屑接觸區(qū))假設(shè)為等厚度變形區(qū),且接觸面處沒有滑動(dòng),應(yīng)力狀態(tài)均勻。因此刀-屑接觸區(qū)的等效最大應(yīng)變速率可依據(jù)Von Mises屈服準(zhǔn)則求得

(20)

刀-屑接觸長度(h)計(jì)算公式為

(21)

刀-屑接觸區(qū)的平均溫度(Tint)計(jì)算公式為

Tint=Tw+ΔTxy+ξΔTM

(22)

式(22)中:ΔTM為刀-屑接觸區(qū)的最大溫升；ξ為刀-屑接觸區(qū)平均溫升與最大溫升的比值，0≤ξ≤1。

ΔTM可由布思萊德公式得出，其計(jì)算公式為

(23)

式(23)中:ΔTC為切屑內(nèi)的平均溫升,其計(jì)算公式為

(24)

式(24)中:F為刀-屑接觸處的摩擦力,其計(jì)算公式為

F=Rsinλ

(25)

刀-屑接觸處的法向力(N)的計(jì)算公式為

N=Rcosλ

(26)

刀-屑接觸處最大剪切應(yīng)變(γint)計(jì)算公式為

γint=2γMN+0.5γM

(27)

式(27)中：γM為刀-屑接觸處總剪切應(yīng)變,其計(jì)算公式為

(28)

刀-屑接觸處的等效應(yīng)變(εint)計(jì)算公式為

(29)

當(dāng)求出刀-屑接觸區(qū)的應(yīng)變和應(yīng)變率后,則刀-屑接觸區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力(kchip)為

(30)

刀-屑接觸區(qū)的摩擦剪切應(yīng)力(τint)為

(31)

假定刀-屑接觸區(qū)的法向應(yīng)力分布均勻,則N點(diǎn)的法向應(yīng)力(σN)為

(32)

2.2 正交切削仿真算法及仿真模塊

在實(shí)際切削過程中剪切角(φ)、剪切面長度與主剪切區(qū)厚度的比值(C0)以及刀-屑接觸面塑性變形區(qū)厚度與切屑厚度的比值(δ)是不斷變化的,但學(xué)者往往將其作為定值進(jìn)行研究,因此為了準(zhǔn)確地預(yù)測300M鋼正交切削加工過程變量,采用迭代思想來確定每種切削條件下的φ、C0和δ,并將上述Oxley’s解析加工預(yù)測理論利用Labview軟件編寫了正交切削仿真算法,其仿真算法思路如下:首先給定φ、C0和δ的范圍及步長,然后根據(jù)上述公式并通過計(jì)算機(jī)程序不斷迭代來確定φ、C0和δ的值,當(dāng)?shù)?屑接觸區(qū)的摩擦剪切應(yīng)力(τint)等于其流動(dòng)應(yīng)力(kchip)時(shí),φ迭代終止并得出此時(shí)的φ；當(dāng)由兩種方法得出的N點(diǎn)的法向應(yīng)力相等(即σN=σ′N)時(shí),C0迭代終止并得出此時(shí)的C0；最后當(dāng)主切削力(FC)和進(jìn)給力(FT)最小時(shí),δ迭代終止并得出此時(shí)的δ,當(dāng)φ、C0和δ確定后,通過相應(yīng)的公式可計(jì)算出第一變形區(qū)和第二變形區(qū)內(nèi)的應(yīng)力、應(yīng)變、切削力、切削溫度和切屑厚度等切削過程變量。正交切削仿真算法流程如圖3所示,依據(jù)仿真算法流程圖,利用Labview編程軟件開發(fā)了正交切削仿真模塊,該正交切削仿真模塊只需輸入材料特性、切削條件以及刀具參數(shù),便可直接預(yù)測出切削力、切削溫度、剪切角、應(yīng)力、應(yīng)變、切屑厚度等切削加工變量,可為工藝參數(shù)優(yōu)化及切削加工研究提供理論指導(dǎo)。

圖3 正交切削仿真算法流程圖Fig.3 Flow chart of orthogonal cutting simulation algorithm

3 300M鋼正交切削仿真預(yù)測與正交仿真模塊的驗(yàn)證

3.1 300M鋼正交切削仿真預(yù)測

利用正交切削仿真模塊對(duì)300M鋼切削加工變量進(jìn)行預(yù)測,仿真模塊中涉及的材料特性:采用文獻(xiàn)[14]基于移動(dòng)熱源理論所求出的300M鋼J-C方程參數(shù),即材料靜態(tài)屈服應(yīng)力A=1 302.6 MPa,強(qiáng)度系數(shù)B=695.3 MPa,應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù)n=0.297，應(yīng)變率的敏感程度C=0.004 8,熱軟化效應(yīng)的敏感程度m=0.73；300M鋼的熱物理參數(shù)如表3所示,室溫為20 ℃,參考應(yīng)變率為1 s-1。仿真模塊中采用的刀具參數(shù)和切削條件均與試驗(yàn)相同,其300M鋼正交切削仿真參數(shù)的設(shè)置如圖4所示；通過仿真計(jì)算得出了每種切削條件下的切削加工變量,如表5所示；分析了不同切削參數(shù)對(duì)切削力、切削溫度、應(yīng)力、切屑厚度等加工變量的影響,如圖5所示。

圖4 300M鋼正交切削仿真參數(shù)的設(shè)置Fig.4 Setting of simulation parameters of 300M steel orthogonal cutting

由表5可知，不同切削參數(shù)對(duì)剪切面長度與主剪切區(qū)厚度的比值(C0)影響較小,其值范圍在6～7,不同切削參數(shù)對(duì)剪切角(φ)影響也較小,其值范圍在20°～30°,可為切削加工研究提供理論指導(dǎo)。不同切削參數(shù)對(duì)應(yīng)變的影響不大,刀-屑接觸區(qū)的應(yīng)變遠(yuǎn)大于剪切區(qū)的應(yīng)變,且刀-屑接觸區(qū)的應(yīng)變率也遠(yuǎn)大于剪切區(qū)的應(yīng)變率。

表5 300M鋼正交切削仿真模塊的仿真結(jié)果Table 5 Simulation results of 300M steel orthogonal cutting simulation module

由圖5(a)可知，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加,主切削力和進(jìn)給力均呈下降的趨勢,這是由于主軸轉(zhuǎn)速的增加,材料變形減小,同時(shí)熱量不易傳出,導(dǎo)致材料熱軟化效應(yīng)增強(qiáng),摩擦力減小,所以表現(xiàn)出切削力呈現(xiàn)下降的趨勢。由圖5(b)可知，隨著進(jìn)給量的增加,主切削力和進(jìn)給力均呈上升的趨勢,這是由于進(jìn)給量的增加,材料變形增加,材料變形抗力和摩擦抗力增加,所以表現(xiàn)出切削力呈現(xiàn)上升的趨勢。圖5(c)、圖5(d)分別表示溫度與不同轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量的關(guān)系。由圖5(c)可知，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加,刀-屑接觸區(qū)的平均溫度略呈上升趨勢,剪切區(qū)的平均溫度幾乎無變化,且刀-屑接觸區(qū)的平均溫度遠(yuǎn)高于剪切區(qū)的平均溫度,這是由于主軸轉(zhuǎn)速的增加,切削產(chǎn)生的熱量不易及時(shí)傳出。由圖5(d)可知，進(jìn)給量對(duì)剪切區(qū)溫度和刀-屑接觸區(qū)溫度的影響與主軸轉(zhuǎn)速對(duì)其的影響相同。圖5(e)、圖5(f)分別表示應(yīng)力與不同轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量的關(guān)系。圖5(e)可知，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加,刀-屑接觸區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力略呈下降趨勢,剪切區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力幾乎無變化,且剪切區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力高于刀-屑接觸區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力,這是由于主軸轉(zhuǎn)速的增加,材料的熱軟化效應(yīng)增強(qiáng),因此流動(dòng)應(yīng)力下降。由圖5(f)可知，進(jìn)給量對(duì)剪切區(qū)流動(dòng)應(yīng)力和刀-屑接觸區(qū)流動(dòng)應(yīng)力的影響與主軸轉(zhuǎn)速對(duì)其的影響相同。由圖5(g)可知，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加,切屑厚度整體呈下降的趨勢。如圖5(h)所示:隨著進(jìn)給量的增加,切屑厚度呈上升的趨勢。

3.2 正交切削仿真模塊的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證正交切削仿真模塊的正確性,利用正交切削仿真模塊獲得的300M鋼的主切削力和進(jìn)給力的仿真結(jié)果與AdvantEdge軟件仿真結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。由于切削深度與進(jìn)給量的比值較大,因此選取AdvantEdge軟件中二維切削仿真模型進(jìn)行仿真計(jì)算,可在保證切削力仿真精度的前提下縮短仿真時(shí)間[19-21],將300M鋼的JC方程參數(shù)以及熱物理參數(shù)以自定義材料的形式輸入到AdvantEdge軟件中,刀具參數(shù)和切削條件的設(shè)置與試驗(yàn)相同,其AdvantEdge軟件仿真參數(shù)的設(shè)置如圖6所示。圖6中,User Defined Parameter表示自定義參數(shù)；Parameter表示參數(shù)；Comment表示解釋；Value表示數(shù)值；UMATPAR01表示材料子程序參數(shù)01；UMATPAR02表示材料子程序參數(shù)02；UMATPAR03 表示材料子程序參數(shù)03；UMATPAR04表示材料子程序參數(shù)04；UMATPAR05表示材料子程序參數(shù)05；UMATPAR06表示材料子程序參數(shù)06；UMATPAR07表示材料子程序參數(shù)07；UMATPAR08表示材料子程序參數(shù)08；T-room表示室溫；T-melt表示材料熔點(diǎn)；rate0表示比率；Append表示添加；Delete表示刪除；OK表示確定；Cancel表示取消；Turning Process Parameters表示車削工藝參數(shù)；Feed(f)表示進(jìn)給量；Depth of cut(doc)表示切削深度；Length of cut[loc]表示切削長度；Cutting speed[v]表示切削速度；Initial temperature[To]表示初始溫度；Workpiece表示工件；Workshop View表示車削視圖；Tool表示車刀；Simulation Model表示仿真模型。當(dāng)每種切削條件下的仿真計(jì)算結(jié)束后,在切削穩(wěn)定區(qū)讀取5個(gè)數(shù)值,并求取平均值作為最終的仿真結(jié)果,其不同仿真方式的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表6、圖7所示。

圖6 AdvantEdge軟件仿真參數(shù)的設(shè)置Fig.6 Setting of simulation parameters of Advantagedge software

如表6所示，采用正交切削仿真模塊所獲得的主切削力(FC)與試驗(yàn)測量值的最大誤差為12%,最小誤差為0.5%,平均誤差為5.01%。但采用 AdvantEdge 軟件所獲得的主切削力(FC)與試驗(yàn)測量值的最大誤差為19.9%,最小誤差為11.1%,平均誤差為14.86%。采用正交切削仿真模塊所獲得的進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)測量值的最大誤差為19.3%,最小誤差為11.7%,平均誤差為14.65%。但采用AdvantEdge軟件所獲得的進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)測量值的最大誤差為39.1%,最小誤差為16.3%,平均誤差為23.50%,其誤差原因可能是:①仿真中采用的J-C方程參數(shù)與300M鋼的實(shí)際J-C參數(shù)存在一定的誤差；②仿真中采用的熱導(dǎo)率及比熱容與溫度呈線性關(guān)系,與實(shí)際切削加工中材料的熱導(dǎo)率和比熱容存在一定的誤差；③仿真中采用的硬質(zhì)合金刀具,其性能與試驗(yàn)中的硬質(zhì)合金刀具性能存在一定的誤差。

表6 不同仿真方式的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 6 Comparison of simulation results and test results of different simulation methods

如圖7所示，采用正交切削仿真模塊所獲得的主切削力(FC)和進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)測量值的誤差較小,而采用AdvantEdge軟件所獲得的主切削力(FC)和進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)測量值的誤差較大,說明采用正交切削仿真模塊所獲得的主切削力(FC)和進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)結(jié)果更吻合,因此該仿真模塊能較好地預(yù)測正交切削加工變量。

圖7 不同仿真方式的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of simulation results and test results of different simulation methods

4 結(jié)論

(1)不同切削參數(shù)對(duì)剪切面長度與主剪切區(qū)厚度的比值(C0)和剪切角(φ)的影響較小,C0在6～7,φ為20°～30°；刀-屑接觸區(qū)的應(yīng)變和應(yīng)變率遠(yuǎn)大于剪切區(qū)的應(yīng)變和應(yīng)變率。

(2)主切削力、進(jìn)給力和切屑厚度均隨主軸轉(zhuǎn)速的增加而下降,隨進(jìn)給量的增加而上升；主軸轉(zhuǎn)速及進(jìn)給量的變化對(duì)剪切區(qū)的溫度和流動(dòng)應(yīng)力影響較小,但刀-屑接觸區(qū)的溫度隨主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量的增加而上升,刀-屑接觸區(qū)的流動(dòng)應(yīng)力隨主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量的增加而下降。

(3)相比于AdvantEdge軟件的仿真結(jié)果,采用正交切削仿真模塊所獲得的主切削力(FC)和進(jìn)給力(FT)與試驗(yàn)結(jié)果更吻合,從而驗(yàn)證了正交切削仿真模塊的準(zhǔn)確性和有效性。