1.一种用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，该用于端铣切削的切削力预测的方法包括以下步骤：
步骤一，分析端铣切削过程，建立基于平均切削力的铣削力预测模型，在该模型的切削力系数求解过程中，引入单边铣削宽度参数代表影响端铣加工表面切入切出角的因素，使端铣切削力模型不仅与基本切削参数有关，而且与切削过程中的走刀路径有关；
步骤二，建立基于斜角切削机理的铣削力预测模型，运用有限元仿真方法并结合经验公式，对切削基本量进行预测求解，计算得到铣削力模型中的切削力系数；
步骤三，在铣削力模型构建过程中考虑了端铣加工切入切出角的影响，通过开展单齿、多齿铣削试验，对两类模型参数进行回归计算，从而预测瞬态铣削力；
步骤四，与试验数据进行对比分析，验证所建立的单、多齿铣削力模型，能够预测端铣切削过程刀齿轴向、径向误差引起的铣削力变化；
该用于端铣切削的温度预测的方法包括以下步骤：
步骤一，基于热源法原理对端铣切削这一非稳态多维热传导问题进行分析，根据温度场叠加原理建立端铣切削传热学简化模型；将端铣切削过程中剪切面热源简化为有限长运动线热源问题，建立空间任意位置有限长线热源温度场求解模型，同时建立在绝热边界条件下的镜像热源温度场求解模型；基于对端铣切削过程中线热源绕刀具轴线做旋转运动的分析，建立端铣切削有限长旋转运动线热源温度场求解模型；根据剪切变形能建立传入工件热量求解方程关系对端铣切削过程中运动线热源强度进行求解；
步骤二，建立端铣切削温度仿真预测有限元模型，结合端铣切削存在切入切出角变化的特点，分别建立对称铣削及非对称铣削的单、多齿铣削温度场仿真预测模型，通过对比仿真结果与理论计算结果，两种方法的预测结果吻合较好，且有限元预测模型更适合多齿铣削温度场的预测；
步骤三，基于半人工热电偶法开展端铣切削过程切削温度测量试验，首次采用将热电偶回路热端嵌入被加工表面的方法，对瞬时端铣切削温度进行测量，并将试验结果与有限元仿真结果及理论预测结果进行对比，两种预测方法得到的铣削温度场与试验结果趋势相同，预测误差在可接受的范围内。
2.如权利要求1所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，步骤一的基于平均切削力的铣削力预测模型建立的具体方法包括：
首先需将多个刀齿同时参与切削的端铣切削过程进行离散；端铣刀刀齿编号为i，当第i个刀齿参与切削时，将切削刃等间距离散为有限个微元切削刃dz，每一个微元切削刃参与切削的过程可等效于一个斜角切削过程；
作用在刀齿i切削刃微元dz上的瞬时切削力dFi可分别沿切向、径向、轴向分解为三个分量：切向瞬时切削力dFti、径向瞬时切削力dFri及轴向瞬时切削力dFai，建立瞬时切削力求解关系式如式3.1；式中Ktc、Krc、Kac分别为剪切作用对切向、径向和轴向切削力的作用系数，Kte、Kre、Kae分别为对应的刃口力系数：
端铣刀单个刀齿铣削区域取第i个刀齿上的dz微元为研究对象， 与 分别为刀齿的切入角、切出角；当刀齿旋转至瞬时接触角 时，瞬时未变形切屑层厚度 由式3.2近似表示，其中fz为每齿进给量：
当 时刀齿微元位于有效的切削范围之内， 计算公式如式3.3，其
中aey为工件上刀具切入点与刀具旋转中心垂直于进给方向的距离，B为被加工表面宽度，R为刀具半径：
ω为刀具旋转角速度，t为加工时间，则刀齿切削瞬时的瞬时接触角 与刀具瞬时转角刀具齿间角 以及瞬时偏差角θ之间的关系如式3.4，其中，瞬时偏差角θ为由于刀具螺旋角β引起的 与 的偏差：
当考虑刀具主偏角kr时，瞬时切屑层厚度 表示为：
通过坐标变换，将切向、径向及轴向的瞬时切削力转换为x方向、y方向和z方向，其中，x方向为进给向，y方向为进给方向法向，z方向为轴向：
进一步带入微元力及瞬时切屑厚度得到：
其中c＝fzsinkr
根据式3.4推导得到 则积分得到三向瞬时切削力，其中
分别表示刀齿切削刃参与切削部分的轴向上、下限：
由于一个刀具旋转周期内每个刀齿切除的材料总量为一常数，与螺旋角无关，因此取对一个刀具旋转周期内的瞬间铣削力进行积分，将积分结果除以
齿间角 得出每周期平均力：
其中q＝x,y,z           (3.9)
分别计算得到x、y、z方向切削平均力：
因此平均切削力可以表示为每齿进给fz的线性函数与刃口力的和，通过试验及回归分析可计算得到切削力系数：
其中
切削力系数为关于轴向切深ap、每齿进给量fz、切削速度v及单边切削宽度aey的函数，由于切削力系数与参数间的函数关系复杂，不能用简单的线性函数表示，故采用如式3.12所示的二次式形式建立Ktc、Krc、Kac、Kte、Kre、Kae关于切削用量的多项式模型：
根据测量结果便对式3.12中的参数进行求解，从而得出切削力系数多项式，计算瞬时铣削力。
3.如权利要求1所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，步骤二的基于斜角切削机理的铣削力模型建立的具体方法包括：
通过分析剪切变形区几何关系，得到剪切应变γs及剪切角
端铣切削过程沿刀具轴向进行离散，同时将多齿铣削过程离散为若干单齿微元切削刃做瞬时斜角切削，单一剪切平面模型研究斜角切削过程；
剪切平面内的剪切应变可依据几何关系推导得出：
其中η为流屑角；根据最小能量原理，从几何观点分析，剪切力Fs可表示为F在剪切平面上的投影，表达式如式3.15：
Fs＝F[cos(θn+φn)cosθicosφi+sinθisinφi]   (3.15)
或表示剪切平面上的平均剪应力τs和剪切面面积As的乘积：
其中剪切面面积计算基于瞬时未变形切屑层厚度 平均剪应力τs通过建立基于
Johnson-Cook本构模型的有限元仿真模型求解；
故推导出作用在铣削刀具刀齿微元dz上的切削力合力dF，以及切向、径向、轴向的三向切削力分量dFt、dFr、dFa：
对作用于微元dz上的三向切削力形式做如下假设：
则得到切削力系数Ktc、Krc、Kac的表达式：
在式3.20中，由于dFt、dFr、dFa式关于剪切屈服应力τs、切削合力方向θn和θi、刃倾角λs和斜角切削剪切角 和 的函数，基于剪切速度与剪切力共线；切屑长度比在直角切削和斜角切削中相同；
得出：
因此，将式3.21的简化参数式代入式3.20，得出切削力系数Ktc、Krc、Kac：
4.如权利要求2所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，在步骤二中，切削力系数求解包括：
以ZL702A材料作为铣削对象，所用机床为XS5040立式高速升降台铣床，端铣刀直径为
125mm，齿数1～2，主偏角75°，轴向前角15°，径向前角-3°，螺旋角15°，刀具材料为硬质合金YG8；
切削力测量设备采用Kistler9257B三向动态测力仪，采样频率为2000Hz，铣削时工件所受力的变化引起测力仪内部电阻应变片的形变，该形变会引起电桥的不平衡，进而引起输出电压的变化，使用Kistler5017A电荷放大器检测并放大这种微弱的输出信号，经A/D转换后得到测量值，根据测力仪标定数据，得出测所测力值与真实力值之间的关系；为求解切削力参数，设计四因素四水平L16(44)正交试验；基于切削力数据，分别计算x、y、z三向平均力；带入下式：
运用回归分析的方法，建立切削力系数关于每齿进给量、轴向切深、切削速度及切削宽度的二次表达式。
5.如权利要求1所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，该用于端铣切削的切削力预测的方法具体包括：
步骤一，建立基于平均切削力的铣削力预测模型；根据瞬时未变形切屑层厚度与瞬态铣削力的解析关系，建立铣削力求解关键因素——切削力系数关于每齿进给量、轴向切深、切削速度及单边切削宽度四个切削参数的二次多项式模型，其中单边铣削宽度表示了端铣切削过程中由于走刀轨迹不同所引起的切入切出角变化；通过开展四因素四水平端铣切削力测量试验，运用最小二乘法对切削力系数模型中系数进行回归，从而建立了基于平均切削力的铣削力预测模型；
步骤二，建立基于斜角切削机理的铣削力预测模型；针对斜角切削中切削力与切削参数的关系开展解析计算；基于建立的铸铝合金Johnson-Cook材料本构模型，运用有限元仿真方法对剪切角切削基本量进行预测求解，从而计算得到铣削力预测模型中的切削力系数，建立基于斜角切削机理的铣削力预测模型。
6.如权利要求1所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，切削热源模型建立包括：
利用固体导热微分方程的热源解，经过迭加后解算出复杂温度场，适合求解端铣过程中复杂的传热学温度场问题，并且求解效率较高，最终得到形式比较简单的解析解；
当坐标系原点设在瞬时热源处，任一点M的坐标位置为(x,y,z)或距离原点为R处时，计算得到M点温升θ的计算公式如下：
其中：
Q——点热源在τ时刻的瞬时发热量；
c——导热介质的比热容；
ρ——导热介质的密度；
a——导热介质的热扩散率；
τ——热源瞬时发热后的任一时刻；
最高温升出现在R＝0处，值为：
依据式4.1及传热学模型可推导出多种形状、多种尺寸、瞬时/持续发热、运动/固定热源的温度场计算公式。
7.如权利要求6所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，将温度场求解问题便归结为有限长运动线热源温度场求解的方法包括：
步骤一，端铣切削有限长瞬时线热源温度场求解：
运动线热源的运动时间为τ＝0到τ＝t，将分解为无数微小时间间隔dτ进行分析，线热源在每一个瞬时对导热体内部点的作用都可作为瞬时线热源问题来求解，因此首先进行有限长瞬时线热源温度场求解；
在无限大导热介质中有一长度为L的线热源瞬时发热，线热源起点为原点且沿z轴方向，发热量为Q，则在该线热源发热τ秒后任一点M(x,y,z)的温升为：
设 式4.3中积分部分可写为：
引入误差函数 整理式4.4得：
式中a为介质的热扩散率， 和 的值可根据误差函数表查得；
计算空间任意位置有限长瞬时线热源温度场，以实现对端铣切削过程温度场的求解；
在工件坐标系OXYZ中有一瞬时有限长线热源，线热源两端点坐标分别为P1(xp1,yp1,zp1)、P2(xp2,yp2,zp2)，则线热源长度Lp为：
M(x,y,z)点距离线热源的距离d(M,P1P2)为：
以P1点为原点建立坐标系OpXpYpZp，取 方向为Z轴正向，M(x,y,z)点在该坐标系中与XpOpYp平面的距离dp为：
故在OXYZ坐标系下任意位置有限长瞬时线热源P1P2发热τ秒后任一点M(x,y,z)温升为：
在进行温度场求解时采用镜像热源法，通过引入热源，使有边界的导热体转化为无限大的导热体，从而使无限大导热体的温度场解算方法适用于求解端铣切削加工这一有边界的非无限大导热体温度场；
在热源作用下，热量流至边界后不再传送出去而全部保留在传导介质内部；因此将绝热表面设想为一面镜子，在线热源Q对称位置上设一个强度等于真实热源Q的镜像热源Q’，当两热源都按照在无限大导热体内部情况考虑，受影响在绝热边界处产生的热流量q和q’必然相等，但沿A-A’面的法向分量方向相反从而相互抵消，即相当于边界内外无热交换，实现绝热边界求解；导热体内任意点M的温升即为由两个等强热源所造成的温升θ与θ'的迭加：
θM＝θ+θ'    (4.10)
在端铣切削加工过程中，瞬时线热源的一端位于绝热边界上，故设过线热源P1P2中P2点有一绝热平面，鉴于端铣切削被加工表面垂直于Z轴，因此该绝热平面平行于XOY平面，可获得P1P2关于该绝热平面镜像线热源P1’P2’，其中P2与P2’重合，同式4.9的求解可计算出在P1’P2’发热τ秒后任一点M(x,y,z)的温升：
其中
d(M,P1'P2')——M(x,y,z)点距离镜像热源P1’P2’的距离
dp'——M(x,y,z)点在Op'Xp'Yp'Zp'坐标系中与Xp'Op'Yp'平面的距离
Lp'——镜像热源P1’P2’长度
根据式4.10可计算M点温升θM；
步骤二，端铣切削有限长旋转运动线热源温度场求解：
选择端铣切削过程中一个刀齿的切削运动作为对象，设线热源持续运动时间τ∈[0,t]，在这段时间内线热源以转速n绕过点Ti(xi,yi,zi)且垂直于XOY平面的轴线做旋转平动，当时，线热源开始发热，设在τ＝τi时刻线热源转过的角度为 线热源端点
坐标分别为P1i(xp1i,yp1i,zp1i)和P2i(xp2i,yp2i,zp2i)，在已知τ＝τst时刻线热源端点坐标的前提下，根据几何关系可求得τi时刻P1i、P2i坐标及M点到线热源的距离di(M,P1iP2i)；在τi时刻dτ瞬间，运动线热源所发热量为Q＝qsdτ，其中qs为热源的发热功率，因此根据式4.9，对导热体内任意点M点造成的温升为：
故从τ＝0到τi＝t的整个过程中，运动线热源对M点温升的总影响为：
依据绝热边界条件下的镜像热源法作用下M点温升为：
因此可计算出从τi＝0到τi＝t时间段内，在运动线热源作用下，导热体内任意点M点温升θM：
8.如权利要求7所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，热源强度求解包括：剪切变形区的剪切滑移面单位时间内在剪切力作用下的剪切能为：
Us＝FsVs     (4.16)
其中：
Fs——剪切面上作用的剪切力，Vs——剪切速度
其中Fx、Fy、Fz为x、y、z方向的切削力，vc为切削速度，λs为刃倾角，等于刀具螺旋角，φn为法向剪切角，根据剪切角求解方法可以获得，γn为法向前角其由具体刀具决定；γe为等效前角，φe为等效剪切角；根据Stabler切屑流动法则，等效前角γe和等效剪切角φe由下式确定；
式4.19中η为流屑角，计算公式如下：
剪切能全部转化为热能，则传入工件的热量Q及热源强度qs可表示为：
其中Rw为工件部分热流量比例系数，a为工件材料热扩散率系数，γs为剪切应变。
9.如权利要求8所述的用于端铣切削的切削力预测及温度预测的方法，其特征在于，剪切角的获取方法：
通过分析剪切变形区几何关系，得到剪切应变γs及剪切角