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知道，除了前角γ₀之外，摩擦角β也影响切屑的变形。可见凡是能够影响摩擦系数μ的因素都会影响切削变形。从§ 3—6中知道，刀—屑的摩擦主要是紧密型接触的摩擦，因此，可以通过式3—18去了解各种因素影响摩擦系数的途径。从式3—18

得知：降低平均摩擦系数的途径有：降低切屑底层金属的抗剪强度τs；增大法向力；缩短刀—屑接触长度 (图3—20)，从而减小名义接触面积。下文将介绍影响切削变形的因素。

1．工件材料

实验结果表明，

(1)工件材料强度和硬度越大，变形系数Λh越小(见图3—27成文献[48])，

(2)材料强度和硬度越大，摩擦系数μ越小^[52]；

(3)材科强度和硬度越大，刀—屑接触长度越小^[48]。

把这些实验结果联系起来，便可以知道：工件材料强度和硬度增大，切削变形减小的原因，主要是由于刀—屑接触长度减小，引起刀—屑名义接触面积的减小从而减小摩擦系数μ。

2．刀具前角

实验结果表明，

(1)前角γ₀越大，变形系数越小^[48](见图3—28)。

(2)前角γ₀越大，摩擦系数也越大(见图3—28)。

例如高速钢刀具切40钢，h_D＝0.1mm，当γ₀＝10⁰时，μ＝0．61l；当γ₀=30⁰时，μ＝0．79^[28]。前角γ₀的增大能直接增大φ角( )，同时也能通过摩擦系数的增大，间接减小φ角。可是直接的影响超过间接的影响，所以前角的增大能减小切屑的变形。这一点可以利用[48]的实验结果来加以说明。当γ₀从10⁰增大到30⁰，φ角由于γ₀直接影响而增大了20⁰；可是由于摩擦角β的增大，φ角只减小7⁰（arctg0.79-aretg0.61=38.3⁰-31.3⁰），故φ角仍然净增大13⁰。

至于前角的增大而使摩擦系数增大的主要原因是前刀面上平均法应力σ_av随着γ₀增大而减小。

3．切削速度

图3—29表示Λ_h—V_c实验曲线^[48]。曲线表明：当V_c＜22(单位为m／min，下同)时，Λ_h随着V_c的增大而减小。当22＜V_c＜84时；Λ_h随着V_c的增大而增大；当V_c＞84时，Λ_h随着V_c的增大而减小。各阶段Λ_h的变化是不相同的，各阶段Λ_h变化的原因也是不相同的。当Vc＝22时，积屑瘤的前角γ_b最大，所以Λh最小。在8＜V_c＜22区段里，γ_b随着认的增大而增大，所以Λ_h减小。在22＜V_c＜84区段里，γ_b随着V_c的增大而减小，所以Λ_h随着V_c的增大而增大。当V_c＝84时，积屑瘤消失。在V_c＞84区段里，切削温度θ起主要作用，θ随V_c的增大而升高，使切屑底层金属的τ_s下降，因而摩擦系数μ下降，摩擦角随之下降，以至φ增大，故变形系数减小。

4．切削厚度

图3—30表示各种切削速度下的Λ_h—f实验曲线^[48]。从V_c＝200(单位是m／min，以下同)的Λ_h—f曲线看出，Λ_h是随着切削厚度的增大而下降，也就是说，切削厚度增大，切削变形减小。又从实验知道：切削厚度的增大，能使摩擦系数μ随之减小^[28]。由此可见：切削厚度增大之所以能减小切削变形是因为摩擦系数μ下降，引起剪切角φ增大的缘故。而摩擦系数μ的减小则是因为增大切削厚度会增大法向力F_γN1的缘故。

如图3—30，当V_c比较低时，曲线有驼峰。这是因为积屑瘤的消长及切削温度起作用的缘故。至于它们如何起作用，可参考前一项(切削速度对切削变形的影响)有关的说明。

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切削塑性金属时，切削层金属要经过塑性变形才能转变为切屑，可是§3—3讲的变形系数和剪应变只是对塑性变形程度所作的宏观表达，如能对塑性变形的微观机理有所了解，则认识就更为深入，为此还得学习一些有关位错理论的知识。

所 有金属都是结晶性物体，所谓结晶性就是它的原子按一定的规则在空间排列。排列的规则可由空间点阵表示。虽然金属的原子在不停地振动着，时刻改变着它们的位 置，但是每个原子中心的平均位置都处于空间点阵的某一个结点上。空间点阵的最小单位称为单位晶胞。换句话说，空间点阵是由一些单位晶胞连接而成的。金属的 晶胞有三种，即：面心立方晶胞，密排六方晶胞和体心立方晶胞，如图3—3l所示。

当金属内剪应力达到屈服限时便发生塑性变形，此时，晶体内部一部分原子将沿着滑移平面作相对于另一部分原子的移动，如图3—32所示。滑移面AB平行于晶胞中原子密度最大的面，例如面心立方晶胞中ABC体心立方晶胞中ABCD等面(见图3—3la 和c)。滑移方向是质点排列最密的直线方向，如面心晶胞中的AB、AC、BC等和体心立方晶胞中的AC、BD等。滑移面及滑移方向愈多，就愈容易滑移，因 而塑性愈好。体心立方晶胞有六个滑移面、十二个滑移方向，面心立方晶胞有四个滑移面、十二个滑移方向，六方晶胞只有一个滑移面、三个滑移方向。

从理论计算得知，如果相邻两层排列如图3—32所示那样完美的原子作相对滑移，它的屈服剪应力是非常大的，比实际测得的大几十倍。理论值和实测值有如此大的差别的原因，可从研究金属物理的学者提出的位错理论得到解释。

图3—33a表示相邻两层排列完美的原子，它们之间的屈服剪应力等于理论值。但是，在晶体内部原子的排列常常不是那样规则的，原子间隔也不是那样一致，有时有多余的原子挤 进某一层，使原子的排列不规则，如图3—33b所示，称为位错。在图3—33b里 中央竖线所示的位置称为位错中心。在位错中心左边，下层的原于对上层原子的滑移施加阻力，但是右边下层原子对上层原子的滑移却施加推力，恰好和左边的阻力 抵消，因此，上下两层只需不大的剪应力作用便能产生滑移。这就是晶体内部有了位错之后，屈服剪应力比没有位错时小很多的原因。

图3—34表示晶体受到剪应力作用发生塑性变形的过程。最初发生的是弹性变形，当剪应力增大到屈服剪应力时，上排左端原子向右滑移过一个原子距离，同时出现位错中心，在剪应力继续作用下，位错中心向右移动，最后上层原子相对下层原子移动了一个原子距离。

在比较大的剪应力作用下，可以产生一连串的位错中心，当这些位错中心都向右移出晶体边界之外，上层原子相对下层原子的滑移就不只一个原子距离了，而是相当于位错中心数目的原子距离。

位错有两种类型，即：图3—35a表示的刃型位错；图3—35b表示的螺旋型位错。图中的b表示位错向量，它的长度表示位错量，它的方向垂直于位错平面；D表示滑移方向。从图看出，刃型位错的位错向量平行于滑移方向，而螺旋型位锗的位错向量垂直于滑移方向。图3—34c、d、e是刃型位错。

位错可以在晶体凝固时产生，原因是原子在排列时某处出现空缺或过挤，或者由于尺寸不同的杂质原子侵入。此外，足够大的剪应力也能产生位错。因此切削塑性金属时，在毗邻切削刃的剪切面上也能形成位错。

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V.Piispanen 提出的卡片式切削模型能简要地说明切屑的形成过程和切削层转化为切屑时经历的变形程度。M.E.Merchant根据这个模型提出了切削力和剪切角公式。 由此可见，切削模型能帮助人们理解切削的机理。但是，这个切削模型只适用于塑性金属的切削，而对于脆性材料的切削便失效了。这是因为这个卡片式模型是以塑 性力学的剪切变形和滑移原理为基础构造起来的。而脆性材料切削时切削层的切除是经过断裂破碎而成为切屑的。所以对于硬脆材料，必须以脆性断裂力学为基础建 立起来的切削模型才是有效的。

一、玻璃切削模型

硬脆材料种类繁多，但是，最具典型性的首推玻璃。它在常温下是一种非晶固体，在力学上是各向同性，而且具有很大的硬度和脆性。因此，玻璃的切削模型可供建立其他硬脆材 料切削模型参考。

图3—46表示以大切削厚度切削玻璃时裂纹扩展的路径，图3—47表示以小切削厚度切削玻璃时裂纹扩展的路径^[157]。两者图a为显微照片，图b为切削模型。

从图3—46看 出，当刀具向前推进时，玻璃切削层发生了弹性变形。这时切削层出现了应力场。随着刀具的推进，应力增大。当应力增大到一定数值时，切削层里使出现如图示的 裂纹，这裂纹最初在切削刃附近出现，继而向前下方扩展，再转向前上方扩展至自由表面。切削层中被裂纹分割开来的玻璃材料便被从工件上切除，而成为颗粒状切 屑；同时在已加工表面层形成一个凹坑，这个坑的底部在切削线之下。

图3—47表示以小切屑厚度切削玻璃时裂纹扩展的路线。从图看出，切削厚度小时，裂纹扩展路径较短，切下的玻璃颗粒较小，在已加工表面上形成的凹坑也较小而浅。

在这两个图中所示的裂纹扩展路径，经与理论计算结果对照，可以认为实验结果和理论计算结果很好地相符^[156]。因此图3—46的b和图3—47的b可以分别作为大、小切削厚度的玻璃切削模型。

二、玻璃切削过程模型

以上述两个玻璃切削模型为基础，可以建立如图3—48所示的玻璃切削过程模型^[157]。

切削玻璃时，如果切削厚度较大，加么，实际切削厚度将是周期地变化的，每个周期大致可分为四个阶段(图3—48)，现分别描述如下：

(1)大块破碎切除阶段a：在本阶段发生大块破碎切除，形成颗粒状切屑，在己加工表面层形成大而深的凹坑。

(2)空切阶段b：刀具在大凹坑上方行进，没有切着玻璃，这就是空切阶段。

(3)小小块破碎切除阶段c：过了空切阶段，刀具便与带有坡度的坑壁接触，再次切入。这时实际切削厚度甚小，因而发生的只是小小块破碎切除，形成细粉状切屑；在已加工表面上形成甚小甚浅的凹坑。

(4)大小块破碎切除阶段d：由于坑壁呈斜坡状，坑壁的切削厚度由下至上逐渐增大，本阶段的切削厚度比上阶段大些。所以切离的玻璃碎块比前阶段大些，在已加工表面层形成的凹坑也比前一阶段的要大些和深些。

这一阶段有时会重复几次，切除的碎块逐次增大，直至增大到某一数值，才再次出现大 块破碎切除，从而进入另一个新的变化周期，重复上列的a、b、c、d诸阶段。

三、玻璃切削和切削过程模型的应用

玻璃切削模型和切削过程模型除了能说明切屑和已加工表面层凹坑形成的机理之外，还能解释玻璃切削过程中出现的一系列现象。现分述如下：

1．切屑形态和切削厚度的关系

从玻璃的切削实验可以观察到这样的现象：当切削厚度较大时，可以同时获得三种不同 粒度的切屑，即颗粒状(L)、粗粉状(M)和细粉状(S)切屑，以L为主。当切削厚度减小至0.077mm时，只获得M十S切屑，L已消失；再进一步减小切削厚度时，L和M均行消失，只获得细粉状切屑^[158]。

上 述现象可以利用切削过程模型加以解释。当切削厚度较大时，实际厚度是周期变化的，因而大块破碎切除、小小块破碎切除、大小块破碎切除将交替出现，因而L、 M、S切屑也会交替产生。如果切削厚度减小，那么，大块破碎切除将不出现，因而只获得M和S切屑。如果切削厚度进一步减小，那么，只发生小小块破碎切除， 而只产生细粉状切屑。

2．巳加工表面粗糙度与切屑形态的关系

从 参考文献[158]表3得知，切削玻璃时，小的已加工表面粗糙度只与形成细粉状切屑S相对应；中等粗糙度与形成M十S切屑相对应；而大粗糙度则对应于同时 形成L、M、S切屑。已加工表面粗糙度与切屑形态之所以有这种对应关系，原因是：只形成细粉状切屑时，切屑时只发生小小块破碎切除，因而在已加工表面层只 形成非常小而浅的凹坑，所以已加工表面的粗糙度是小的。同理，已加工表面中等粗极度对应于M十S切屑。

3．切削力与切削形态的关系

对于相同的切削面积，使用不同主偏角刀具，可得不同的切削厚度，因而得到不同形态的切屑。从参考文献[158]表3得知，最大的切削力F_c对应于细粉状切屑S；最小的切削力则对应于颗粒状切屑(L十M十S)；对于粗粉状切屑(M十S)的切削力居二者之间。

切 削力的大小之所以与切屑形态有上述关系，可从两方面解释：从能量观点看，切下同样体积的玻璃，以小块破碎切除时，分离面积比大块破碎切除时要大得多，因而 小块破碎切除所消耗的能量比大块破碎切除要大；从摩擦学的观点看，切削脆性材料时，形成的是一些崩碎切屑，因而刀屑间的摩擦不严重，摩擦主要发生在后刀面 与已加工表面之间。形成颗粒状切屑时，在已加工表面上形成大凹坑，导致较长的空切阶段，在这阶段里刀具不与工件接触，故无摩擦作用。反之，形成细粉状切屑 时，空切阶段非常短，故后刀面与工件的摩擦时间较长，因而消耗于摩擦的能量比较多。由于上述原因，同样的切削面积，切削时如果形成细粉状切屑，那么，切削 力比形成颗粒状切屑时要大得多。

4．刀具磨损快慢与已加工表面粗糙度的关系

从参考文献[158]的实验结果知道，切削玻璃时，已加工表面粗糙度越小，后刀面的磨损越快。这是因为已加工表面粗糙度越小，已加工表面上切削时所形成的凹坑越小越浅。从图3—48玻璃切削过程模型可知，在这种情况下，刀具的空切行程是很短的，后刀面与已加工表面的摩擦是严重的。因而已加工表面粗糙度越小，刀具磨损越快。

从 上文可知，玻璃切削和切削过程模型为解释玻璃切削过程中出现的一系列现象提供了有力的帮助。除此之外，还能为提高玻璃切削的生产率和加工质量提供启迪。从 玻璃切削模型可以知道，小的已加工表面粗糙度由小的切削厚度获得，而小的切削力和慢的刀具磨损，则由大的切削厚度获得。对于圆柱体车削而言，这里似乎存在 一对矛盾，即：要想获得小的已加工表面粗糙度，就得采用小的进给量f，这就意味着降低劳动生产率。但是，如果深入分析一下便知道，影响已加工表面粗糙度的只是刀尖附近的那段切削刃。因此，如果采用变主偏角比k_r的 刀具，例如圆弧刃刀具，近刀尖处主偏角较小，在同样的进给量f之下，刀尖附近的切削厚度仍可以很小，因而已加工表面的粗糙度较小。在离刀尖较远的那段切削 刃担负着主要的切削工作。恰好这段主切削刃的主偏角较大，故切削厚度较大，切削力较小和刀具磨损较慢，虽然伴随的是粗糙的过渡表面，在后续的切削中将会被 切去，对已加工表面粗糙度不产生影响。实验结果^[159]说明：用半径为15mm的圆弧刃刀片，f＝0，08mm／r， a_p=0.12mm，V_c＝29.5m／min，对玻璃圆棒进行外圆车削，结果已加工表面粗糙度Ra＝0.68μm。已经达到精磨的粗糙度。

四、玻璃切削和切削过程模型的推广

玻 璃切削模型的精髓是裂纹扩展的路径。裂纹扩展路径的长短决定着切屑的形态，长裂纹形成颗粒状切屑，短裂纹形成粉状切屑。裂纹还有个很重要的特点，就是裂纹 有一段处在切削线之下，这段裂纹的长短决定了在已加工表面层形成的凹坑的大小和深浅，这凹坑的深度则决定已加工表面粗糙度，凹坑的大小则决定刀具磨损的快 慢。玻璃、花岗石、陶瓷等同属于硬脆材料，在切削机理方面应该有个共性，就是切削这些材料时，在切削区里必然出现裂纹，经断裂破碎而被切除。但是它们亦各 有特性。譬如，在常温下，玻璃是非晶固体，在力学上则是各向同性的，工业陶瓷是多晶体，而花岗石则是多种组分，多颗粒结构。由于晶界的强度比晶体低，常常 能干扰裂纹扩展的方向；还有晶体在力学上是各向异性的，而且各晶体的取向是随机的，裂纹在穿晶扩展时也容易改变方向。由于花岗石的粒界近似晶界，不同成分 颗粒的强度存在差异，所以它们对裂纹扩展的方向都能干扰。尤其是当晶界或粒界较弱时，干扰就更显著。但是，尽管有干扰存在，裂纹扩展的趋向大致上还是和玻 璃切削模型相似的。

图3—49表示Gray石灰岩切削模型^[165]。用前角γ。＝—15⁰的刀具切削石灰岩，用高频摄影法观察切削区的侧面。根据观察所得绘出切削模型。图中表示了实际裂纹扩展的路径，并认为裂纹扩展路径近似一条对数螺旋线。从图看出，裂纹扩展的路径基本上和图3—46所示的玻璃切削裂纹扩展路径相似，同样有一段裂纹处于切削线之下，在已加工表面上形成凹坑。从图3—49还可以看出，实际裂纹的路径不是顺滑的，而是呈大小不等的波纹，这是裂纹扩展路径受到岩石中，晶界、颗粒界及晶体取向干扰的结果。然而这种干扰只在各个局部发生，对裂纹扩展路径的宏观形态几乎不产生影响。

图3—50表示Swenson花岗岩的切削模型^[166]。该模型说明，当刀具与不平的岩石表面接触，生成大量粉屑；当切削厚度增大到一定数值时，便出现断裂纹，而生成颗粒状切屑。从模型中看出，裂纹扩展路径也与玻璃切削时相似，同样有一段裂纹处于切削线下方。

我国学者刘培德^[167]、王成勇^[168]等人在观察辉绿岩切削过程时，也发现了裂纹扩展路径有一段处于切削线之下。

从 上列诸例中得知，各种岩石的切削模型中，都有一条与玻璃切削时相似的裂纹扩展路径，它们都有一段处于切削线之下的裂纹，都在已加工表面上形成凹坑。这可以 说是切削硬脆材料时的共性。但是由于各种石材的成分、组织、力学性质的差异，也会干扰裂纹扩展的路径，影响到裂纹扩展路径的某些局部。这是不同于玻璃切削 之处的。

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一、切削合力和分力

图4—2所示为车削外圆时的切削力。如果不考虑副切削刃的切削作用以及其他造成流屑方向改变的因素的影响，合力F就在刀具的主剖面内。为了便于测量和应用，可以将合力F分解为三个互相垂直的分力^①：

主切削力F_c—它垂直于基面，与切削速度V_c的方向—致，又可以称为切向力；

切深抗力F_p——它在基面内，并与进给方向(即工件轴线方向)相垂直；

进给抗力F_f——它也在基面内，并与进给方向(即工件轴线方向)相平行。

由图4—2可知，合力F先分解为F_C和F_D，F_D再分解为F_p和F_f。因此

(4—1)

F_p、F_f与F_D又有如下的关系：

F_p＝F_Dcosκ_r； F_f＝F_Dsinκ_r (4—2)

一般情况下，切削力F_c最大，F_g、F_f小一些。随着刀具几何参数、刃磨质量、磨损情况和切削用量的不同，F_p、F_f相对于F_c的比值在很大的范围内变化：

F_p＝(0.15—0.7)F_c

F_f＝(0.1—0.6)F_c

在应用中，F_c和F_p很重要。F_c是计算切削功率和设计机床的主要依据。车削外圆时，F_p虽不作功，但能使工件变形或造成振动，对加工精度和已加工表面质量影响较大。F_f作用在机床进给机构上，常用以设计机床进给机构或校核其强度。

二、切削功率

功率是力和力作用方向上的运动速度的乘积。切削功率是各切削分力消耗功率的总和。在外圆车削中，F_c方向的运动速度就是切削速度V_c；F_p方向的运动速度等于零；F_f方向的运动速度是转速n_ω和进给量f的乘积，即n_ω·f。因此，切削功率P_c可按下式计算：

(kw) (4—3a)

式中 F_c—主切削力，N；

V_c—切削速度，m／s；

F_f——进给抗力，N；

n_ω——工件的转速，r／s；

f——进给量，mm／r。

或 (kw) (4—3b)

式中 F_c—主切削力，kgf；

V_c—切削速度，m／min；

F_f——进给抗力，kgf

n_ω——工件的转速，r／min；

f——进给量，mm／r。

1kW＝6120kgf·m／min(或6120×1000kgf·mm／min)。

由于F_f远远小于F_c，而Ff方向的运动速度又很小，因此F_f所消耗的功率，对比于F_c所消耗的功率是微不足道的(一般小于1％)，可以略而不计。一般，切削功率根据F_c和V_c计算就可以了，即

P_c＝F_c·V_c·10^-3 (kW) (4—4a)

式中 F_c单位为N，V_c单位为m／s。

或 (kw) (4-4b)

式中 F_c单位为kgf，V_c单位为m／min。

根据切削功率选择机床电动机，还要考虑机床的传动效率。机床电动机的功率P_E应当是 （4—5）

式中 —机床的传动效率，一般取0.75—0.85。

三、单位切削力

单位切削力指的是单位切削面积上的主切削力，用κ_c表示：

(4-6a)

而 A_D=a_p·f(mm²)

式中 F_c—主切削力，N；

A_D—切削面积，mm²

a_p—切削深度，mm；

f—进结量，mm／r。

或 (kgf／mm²) (4—6b)

式中 F_c单位为kgf，A_D单位为mm²。

如果已知单位切削力k_c，利用下面的公式就可以算出主切削力F_c：

F_c＝k_c·A_D＝k_c·a_p·f (N) (4—7a)

式中 k_c单位为N／mm²，A_D单位为mm²。

或 F_c＝k_c·A_D＝k_c·a_p·f (kgf) (4—7b)

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用材料力学的原理，可以推导出切削力的理论公式。如假定切削刃绝对锋利，并略去后刀面上的切削力，则由第三章可知(参阅图4—3)：

(4—8)

式中τ—剪切面上的剪切应力；

h_D—切削厚度；

b_D—切削宽度；

β—前刀面与切屑问的摩擦角；

γ₀——前角；

φ—剪切角；

ω—作用角，即合力F与切削速度方向之间的夹角，ω＝β—γ₀；

χ—合力F与剪切面之间的夹角，х＝φ十β—γ₀

根据材料力学试验，真实剪切力τ与应变ε的关系如图4-4，AB段基本上是直线，故

lgτ=lgτs+tgζlgε

即

τ=τsεn

式中 τs—材料的剪切屈服强度

n—材料的强化系数，n=tgζ，各种钢料的n和τs的具体数据见表4-1。

式4—9反映常温低速下，金属材料塑性交形时应力应变的规律。在切削过程中，剪切面温度和变形速度很高，条件当然与普通材料力学试验不同。但许多研究工作证明，这时金属的应力应变规律与式4—9基本相同^[38][48]。

因此，可以将式4—9代入式4-8，得

（4-10）

再以式3—8、3—7代入式4—10，得

(4—11)

令 (4—12)

则式4—11可以写成

F_c＝τ_sh_Db_DΩ (4—13)

显然，Ω是变形系数Λ_h和前角γ₀的函数；χ角随着材料不同在不大的范围内变化，为45⁰左右。

对于含碳量大于0.25％的碳素钢，X≈50⁰。可以将式4—12画成图4—5，表示不同前角下的Ω—Λ_h关系。由图看出，Ω—Λ_h基本上是直线关系，因此可将式4—12改用下列形式表达：

Ω＝1.4Λ_h十C (4—14)

式中C——Ω—Λ_h线的截距，具体数值见表4—2。

将式4—14代入式4—13，得

F_c＝τ_sh_Db_D (1.4Λ_h十C)＝τ_sa_pf(1.4Λ_h十C) (4—15)

由式4—15可以看出各因素对切削力F_c的影响：工件材料的强度增大，即τ_s增大，但同时Λ_h将有些下降，故F_c将有所增大，但不与τ_s成正比例。切削深度a_p或切削宽度b_D增大时，F_c成比例地增大。进给量f或切削厚度h_D增大时，Λ_h有些下降，故F_c虽有所增大，但不成比例。前角γ₀增大时，Λ_h及C均减小，故F_c显著减小。其他因素（如V_c、κ_r等）的改变，均通过对Λ_h的影响而影响F_c的大小。

理论公式的优点是能够反映切削力诸因素的内在联系，有助于分析问题；缺点是由于推导公式时简化了许多条件，与实际情况差别较大，因而计算出来的切削力不够精确。目前在实际应用中，大多用经验公式计算切削力。

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利用测力仪测出切削力，再将实验数据加以适当处理，可以得到切削力的经验公式。

切削力的经验公式通常是以切削深度a_p和进给量f为变量的幂函数，其形式如下：

(4—16)

(4—17)

(4—18)

式中 C_Fc、C_Fp、C_Ff——系数

x_Fc、y_Fc、x_Fp、y_Fp、x_Ff、y_Ff——指数。

车削常用金属时，主切削力F_c经验公式4—16中的系数、指数值列于表4—3。利用表中的数据可以计算F_c。必须注意，如实际切削条件与表4—3中切削条件有差异时，则应在式4—16后面乘以相应的修正系数(详见§4—6)。

车削这些金属时的单位切削力的数值也一并列入表4—3，用此也可以算出主切削力F_c(式4—7)。同样，要乘上修正系数。用单位切削力算出的F_c值与用指数公式算出的相同。

用硬质合金外圆车刀切削多种金属材料时的单位切削力的数值列于附录4，车削力和车削功率的计算例题列于附录6，可供参考。

表4—3的数据取自资料[2]，没有F_p、F_f经验公式(式4—17、4—18)中系数和指数的数据。附录6中介绍了由F_c估算F_p、F_f的方法。

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