岳彩旭， 都建標(biāo)， 姜 男， 高海寧， 朱 磊， 劉獻(xiàn)禮

(哈爾濱理工大學(xué) 機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院，哈爾濱 150080)

汽車覆蓋件具有表面精度要求高、尺寸大等特點(diǎn)，常常作為重要的零部件應(yīng)用于各類汽車之中。隨著汽車行業(yè)的快速發(fā)展，汽車覆蓋件表面日益復(fù)雜多樣，會(huì)導(dǎo)致模具型腔出現(xiàn)大量的凸凹、溝槽等結(jié)構(gòu)，加工時(shí)會(huì)使型腔受損而降低模具的使用壽命，同時(shí)容易出現(xiàn)拉毛拉裂、磨損嚴(yán)重等問題。通常，在銑削加工中為了克服模具設(shè)計(jì)和加工制造、裝配存在的困難，多采用鑲塊式模件拼接后整體加工。但是在拼接模具銑削加工過程中易出現(xiàn)刀具磨損和過縫沖擊現(xiàn)象，導(dǎo)致切削力突變，因此，建立考慮刀具后刀面磨損的拼接模具銑削力預(yù)測(cè)模型，對(duì)拼接模具銑削加工工藝優(yōu)化具有重要意義。

為了深入刀具磨損及銑削力建模的研究，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者展開了系統(tǒng)研究，Marrtellotti[1]基于運(yùn)動(dòng)軌跡的方法建立了銑削力模型，同時(shí)引入了瞬時(shí)切削厚度模型，為銑削力建模理論研究奠定了基礎(chǔ)。之后，Merchant[2]在著名的銑削剪切理論基礎(chǔ)上推導(dǎo)了Ernst-Merchant銑削力公式，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Nakayama等[3]提出了銑刀近似刃線方程，且通過微元銑削力的方法建立了銑削力模型，并對(duì)銑削力模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。馮志勇等[4]根據(jù)銑刀數(shù)學(xué)模型建立了與瞬時(shí)切厚有關(guān)的非線性函數(shù)，進(jìn)而得到了銑刀的銑削力模型，并通過實(shí)驗(yàn)對(duì)所建銑削力模型進(jìn)行了驗(yàn)證。Jeong等[5]建立了考慮刀具變形和刀具偏心影響下的瞬時(shí)切屑厚度模型，進(jìn)而通過瞬時(shí)切削力系數(shù)得到了球頭銑刀的機(jī)械式切削力模型，并通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。Tsai等[6]針對(duì)球頭刀幾何特性提出了一種新的表達(dá)方法，主要是將球頭刀的刃線看作一個(gè)球面和傾斜面的交線，進(jìn)而通過矩陣變換得到了切削刃的實(shí)際位置，對(duì)之后的銑削力建模研究具有一定的理論指導(dǎo)意義。Lim等[7]在銑削力的預(yù)測(cè)中，建立了考慮刀具偏離的柔性力模型和剛性力模型，并且通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。吳俊謙[8]針對(duì)單一硬度模具及多硬度拼接模具進(jìn)行了銑削力建模研究，并通過單一硬度模具及多硬度拼接模具的銑削實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了所建模型的準(zhǔn)確性，同時(shí)，研究結(jié)果表明過縫處的銑削力峰值與加工傾角呈正相關(guān)。王揚(yáng)渝[9]通過有限元分析與實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法對(duì)拼接模具銑削過程中銑削力及銑削振動(dòng)進(jìn)行了深入研究，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。岳彩旭等[10]利用球頭銑刀對(duì)不同硬度淬硬鋼拼接模具進(jìn)行了銑削實(shí)驗(yàn)，揭示了切削深度、切削速度、進(jìn)給速度及刀具銑削方向?qū)ζ唇犹庛娤髁ν蛔兊挠绊懸?guī)律；并得到了切削參數(shù)的主次影響規(guī)律和最優(yōu)參數(shù)組合。劉戰(zhàn)強(qiáng)等[11]對(duì)CBN刀具、陶瓷刀具及金剛石等高速切削刀具的磨損形成機(jī)理及磨損狀態(tài)進(jìn)行了綜評(píng)，并對(duì)刀具磨損壽命的影響因素進(jìn)行了分析，對(duì)實(shí)際生產(chǎn)加工具有很好的指導(dǎo)意義。Li等[12]對(duì)鎳基高溫合金銑削過程中的刀具磨損狀態(tài)進(jìn)行了研究，根據(jù)刀具磨損量增加切削力隨之增加的規(guī)律，對(duì)刀具磨損狀態(tài)進(jìn)行了識(shí)別和檢測(cè)。Tansel等[13]對(duì)槽銑過程中刀具磨損狀態(tài)進(jìn)行了研究，主要通過獲取進(jìn)給方向的銑削力，并使用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的方法對(duì)提取的特征值進(jìn)行刀具磨損狀態(tài)判斷。李錫文等[14]建立了考慮銑刀后刀面磨損面積的銑削力模型，并通過銑削實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模型的正確性。Choudhury等[15]對(duì)銑削過程中的刀具磨損狀態(tài)進(jìn)行了研究，通過平均切削力系數(shù)與刀具后刀面磨損的關(guān)系提出了一種刀具磨損評(píng)估方法。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者大多數(shù)針對(duì)于單一硬度下的銑削力建模或未考慮刀具磨損的拼接模具銑削力建模，而對(duì)考慮刀具磨損的拼接模具銑削力建模相對(duì)較少，故對(duì)考慮刀具磨損的拼接模具銑削力建模研究具有重要意義。本文考慮了過縫沖擊及刀具磨損等因素，結(jié)合剪切力模型、摩擦效應(yīng)力模型與沖擊力模型得到了考慮后刀面磨損的拼接過縫處銑削力模型。最后通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該銑削力建模方法的有效性。

1 拼接處沖擊力求解

1.1 法向接觸力模型

球頭銑刀過拼接縫切向另一硬度材料時(shí)，刀具與工件成一定角度接觸，為此可以認(rèn)為刀-工接觸模型為單自由度斜體碰撞模型。接觸碰撞過程可以看作是連續(xù)動(dòng)力學(xué)問題，其碰撞過程可以等效成彈簧阻尼模型[16]。法向接觸力的求解公式可以表示為

(1)

模型中將球頭刀理解為圓柱體。在Hertz彈性接觸理論中，規(guī)定如果研究體形狀簡(jiǎn)單時(shí)，可以將其由材料的楊氏模量、泊松比計(jì)算出接觸剛度系數(shù)與指數(shù)，如式(2)所示

(2)

其中，R和E分別為

(3)

(4)

式中:E1和E2分別為兩個(gè)碰撞物體材料的楊氏模量;R1和R2分別為兩個(gè)碰撞物體在碰撞點(diǎn)的接觸半徑；μ1和μ2分別為兩個(gè)物體材料的泊松比。

法向接觸力模型適用于碰撞物體接觸的整個(gè)過程中，選擇一個(gè)合理的模型和計(jì)算公式則是處理和解決接觸碰撞問題的關(guān)鍵。文獻(xiàn)[17]提出了一種如下形式的遲滯阻尼模型

D=μδe

(5)

其中，μ為遲滯阻尼因子，計(jì)算公式為

(6)

1.2 切向接觸力模型

在接觸碰撞的過程中兩個(gè)接觸物體有相對(duì)滑動(dòng)，切向方向會(huì)受到摩擦力的作用，斜碰撞中經(jīng)常出現(xiàn)切向摩擦力。本文中考慮的摩擦力是基于Coulomb摩擦力。其主旨思想為:摩擦力與法向載荷成正比，且與運(yùn)動(dòng)方向相反，與接觸面積無關(guān)，得到切向接觸力模型為

Fs=μsFn

(7)

式中，μs為遲滯阻尼因子。

2 剪切力模型

2.1 微元銑削力模型

圖1所示為球頭刀銑削拼接模具加工過程示意圖。工件坐標(biāo)系為O-XYZ。刀具坐標(biāo)系O′-XcYcZc建立在刀具底部中心O′處，軸Xc、Yc分別平行于X和Y，軸Zc與刀具軸線重合，f為進(jìn)給矢量，起點(diǎn)與O′重合。Fs和Fn只在XY平面內(nèi)。

圖1 拼接模具銑削過程示意圖

在球頭刀切削刃上選取一點(diǎn)P，在銑削加工過程中P點(diǎn)是沿著一條擺線運(yùn)動(dòng)，其方向與刀具進(jìn)給方向相同。當(dāng)球頭刀切削拼接處時(shí)，切削刃同時(shí)切削兩種不同硬度的材料，這時(shí)將切削兩種不同材料的切削刃離散為切削刃微元P1和P2。球頭刀在拼接模具不同硬度處銑削力的微元法建模，如圖2所示。

基于銑削力模型和切削刃離散單元化的方法，過拼接縫處切削刃上離散的任意微元力。微元切向力、徑向力和軸向力分別為

(8)

式中:dFt1和dFt2分別為第一種材料硬度和第二種材料硬度下的微元切向力;dFr1和dFr2分別為第一種材料硬度和第二種材料硬度下的微元徑向力;dFa1和dFa2別為第一種材料硬度和第二種材料硬度下的微元軸向力。

P1在第一硬度區(qū)的微元銑削力為

(9)

圖2 拼接模具不同硬度處銑削力微元法建模

P2在第二硬度區(qū)的微元銑削力為

(10)

式中:Ktc1、Krc1和Kac1分別為第一硬度區(qū)的切向銑削力系數(shù)、徑向銑削力系數(shù)和軸向銑削力系數(shù)；Ktc2、Krc2和Kac2分別為第二硬度區(qū)的切向銑削力系數(shù)、徑向銑削力系數(shù)和軸向銑削力系數(shù)；tn1為P1點(diǎn)的瞬時(shí)切削厚度；tn2為P2點(diǎn)的瞬時(shí)切削厚度。

將微元力轉(zhuǎn)換為XYZ坐標(biāo)系統(tǒng)，其結(jié)果為

(11)

式中:θj為旋轉(zhuǎn)角度。

2.2 切削區(qū)域與切削厚度的計(jì)算

在模型中引入時(shí)間變量t，t=0時(shí)為球頭刀刀齒剛開始切削拼接位置，拼接過縫處切削厚度劃分如圖3所示。球頭刀切入工件時(shí)所對(duì)應(yīng)切入部分的最大半徑為

(12)

從t=0時(shí)開始，球頭刀切削拼接過縫處的總切削時(shí)間為

(13)

當(dāng)0≤t≤tg時(shí)，球頭刀處于切削過縫區(qū)域。

圖3 拼接過縫處切削厚度劃分

設(shè)在t時(shí)刻球頭刀切入第二硬度區(qū)時(shí)最遠(yuǎn)距離為L(zhǎng)，所以前一刀齒距離拼接縫的最大距離為L(zhǎng)-fz。本文建立的瞬時(shí)切削厚度模型一共分為第一硬度區(qū)域(60 HRC)、第二硬度區(qū)域(50 HRC)和拼接過縫區(qū)域三個(gè)區(qū)域，其中L=f·t，f為進(jìn)給速度，fz為每齒進(jìn)給量，φ為軸向位置角，R為球頭刀半徑。

球頭刀切削刃上P點(diǎn)離切削圓中心軸線的P點(diǎn)的半徑Rp為

Rp=Rsinφ

(14)

點(diǎn)P在進(jìn)給方向上距切削圓中心軸線的半徑Rp(z)為

Rp(z)=Rpsinθj

(15)

則P點(diǎn)和拼接過縫處的間距S

(16)

當(dāng)S≤0，則球頭刀P點(diǎn)處在第一硬度區(qū)中。

則切削刃上P的瞬時(shí)切削厚度T只在第一硬度區(qū)進(jìn)行求解

tn1=fz·sinθj·sinφ

(17)

當(dāng)S>0，則球頭刀P點(diǎn)處在第二硬度區(qū)中。

設(shè)當(dāng)前刀齒的瞬時(shí)切削厚度T，則球頭刀前一刀齒與拼接過縫的間距為

S-1=S-T·sinφ

(18)

當(dāng)S-1≥0，則在球頭刀切削刃上P的瞬時(shí)切削厚度T只在第二硬度區(qū)

tn2=fz·sinθj·sinφ

(19)

當(dāng)S-1<0，則球頭刀切削刃上的P點(diǎn)的瞬時(shí)切削厚度同時(shí)切削第一硬度區(qū)和第二硬度區(qū)，分別在兩個(gè)硬度區(qū)選取球頭刀切削刃上的兩個(gè)微元點(diǎn)P1和P2，可以得到tn1和tn2

tn1=fz·sinθj·sinφ-S/sinφ

(20)

tn2=S/sinφ

(21)

2.3 參與切削的切削刃極限位置

選取臨界點(diǎn)W1、W2、W3和W4，它們分別在球頭刀切削刃上第一硬度區(qū)、第二硬度區(qū)以及拼接區(qū)的相交位置；則W1和W4處的位置角為

φ1=0

(22)

(23)

在W2處，切削刃微元W2距離拼接過縫的距離為0，所以當(dāng)S=0時(shí)，可以確定φ2的值。

(24)

而在臨界點(diǎn)W3處，可以知道在球頭刀前一刀齒和拼接過縫之間的間距為0。所以S-1=S-T·sinφ=0，即S=T·sinφ。通過下式可以求得φ3。

(25)

3 摩擦效應(yīng)力模型

摩擦效應(yīng)力模型只在XY平面建立。摩擦效應(yīng)力是由球頭刀后刀面和工件表面的擠壓和摩擦引起的。因此，摩擦效應(yīng)力與球頭刀后刀面磨損有關(guān)和未變形切削厚度無關(guān)[18]。

切向摩擦力和徑向壓力可以表示為

(26)

式中:dFtw和dFrw分別為切向摩擦力和徑向壓力;Ftw(VB)和Frw(VB)分別是后刀面單位長(zhǎng)度的摩擦力和壓力，它們都與刀具磨損有關(guān)。

同樣，將微元力轉(zhuǎn)換到XYZ坐標(biāo)系統(tǒng)，其結(jié)果為

(27)

球頭銑刀后刀面單位長(zhǎng)度的摩擦力和壓力可以表示為

(28)

式中:τ(x)為球頭刀后刀面切應(yīng)力；σ(x)為球頭刀后刀面正應(yīng)力，x為切削刃長(zhǎng)度；VB為球頭刀后刀面的磨損寬度。

后刀面磨損和工件的接觸區(qū)域分為塑性流動(dòng)區(qū)和彈性接觸區(qū)，研究主要關(guān)于后刀面磨損和工件的接觸，兩者基于材料流動(dòng)和滑移[19]。本文主要研究球頭刀后刀面的塑性流動(dòng)區(qū)和接觸區(qū)兩個(gè)區(qū)域。如圖4所示為刀具后刀面磨損應(yīng)力分布，從圖中可以看出切向力和法向力在塑性流動(dòng)區(qū)是恒定的，分別為τ0和σ0；而在彈性接觸區(qū)呈現(xiàn)二次分布。

當(dāng)0

(29)

圖4 刀具后刀面磨損應(yīng)力分布

當(dāng)VBp

(30)

VBp是塑性流動(dòng)區(qū)和彈性接觸區(qū)的邊界。當(dāng)?shù)毒吣p到達(dá)一定的量時(shí)，彈性接觸區(qū)的寬度保持恒定，塑性流動(dòng)區(qū)的寬度隨著刀具后刀面磨損的增加而增大。可以表示為

當(dāng)VB

VBp=0

(31)

當(dāng)VB≥VB*時(shí)，

VBp=VB-VB*

(32)

式中:VB*為彈性接觸區(qū)的寬度。

通過將式(29)和(31)代入到式(28)中，我們可以得到球頭刀后刀面單位長(zhǎng)度的摩擦力和壓力

當(dāng)VB

(33)

當(dāng)VB≥VB*時(shí)，

(34)

4 已磨損球頭刀在過縫處的總銑削力

通過對(duì)刀-工切觸區(qū)域內(nèi)進(jìn)行球頭刀有效切削刃段的計(jì)算，然后可以求解x和y兩個(gè)方向的銑削力合力。所以，在拼接過縫處球頭刀總的切削力為

(35)

其中，

Ftimpact=Fn·cosθgf

Frimpact=Fn·sinθgf+Fs

式中:Nf為刀具齒數(shù)，φ1和φ4為最小和最大軸向位置角，θst為切入角，θex為切出角，θgf為過縫處的切削角度。

5 實(shí)驗(yàn)與分析

5.1 SHPB沖擊實(shí)驗(yàn)求解碰撞物體變形量

在拼接縫處二次切入模型應(yīng)用斜碰撞模型的前提是刀具-工件發(fā)生的是彈性變形，為得到不同主軸轉(zhuǎn)速下刀-工碰撞的彈性變形量δ，本文通過改變加載氣壓，在不同子彈(撞擊桿)加載速度下進(jìn)行了SHPB沖擊實(shí)驗(yàn)，當(dāng)槍膛內(nèi)的子彈以不同速度撞擊輸入桿時(shí)，所產(chǎn)生的壓力波先后被應(yīng)變片所記錄，經(jīng)數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)處理，即可得到不同主軸轉(zhuǎn)速下刀-工碰撞的彈性變形量δ，進(jìn)而得到過縫處刀具所受到的沖擊力。實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖5所示。

圖5 SHPB實(shí)驗(yàn)設(shè)備

霍普金森桿沖擊實(shí)驗(yàn)測(cè)試裝置為ARCHIMEDES ALT1000，系統(tǒng)瞬態(tài)最高采樣速率1 MHz，具備自動(dòng)測(cè)試控制和數(shù)據(jù)波形分析功能。測(cè)試試件分別為50 HRC和60 HRC的淬硬鋼，試件幾何尺寸均為長(zhǎng)度5 mm、直徑5 mm的圓柱體。圖6為室溫條件且在不同主軸轉(zhuǎn)速下獲得的不同硬度淬硬鋼材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。兩圖中每一條曲線的材料彈性變形階段即為碰撞模型彈性變形量δ。對(duì)比圖中的四條曲線，可以得到：在彈性變形階段，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，相同應(yīng)力下工件的彈性變形量(真實(shí)應(yīng)變)逐漸增大，此過程應(yīng)力應(yīng)變?yōu)榉蔷€性關(guān)系。得到了在不同主軸轉(zhuǎn)速下不同硬度淬硬鋼材料的真實(shí)彈性應(yīng)變曲線，如圖7所示。

由刀-工接觸關(guān)系可知：R1=4.8 mm；R2=∞；工件彈性模量為180 GPa，泊松比為0.3；刀具彈性模量為600 GPa，泊松比為0.2。進(jìn)而得到剛度系數(shù)K=1.51e5，e=1.5。阻尼系數(shù)和恢復(fù)系數(shù)通過實(shí)驗(yàn)來獲得[20]，經(jīng)查可得u=0.15。

(a) 硬度HRC60應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(b) 硬度HRC50應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(a) 彈性應(yīng)變曲線60 HRC

(b) 彈性應(yīng)變曲線50 HRC

5.2 拼接淬硬鋼銑削力實(shí)驗(yàn)

銑削力實(shí)驗(yàn)所采用的數(shù)控機(jī)床為大連機(jī)床集團(tuán)有限責(zé)任公司生產(chǎn)的三軸數(shù)控銑床，實(shí)驗(yàn)使用的刀具為廈門金鷺公司生產(chǎn)的整體式球頭銑刀，齒數(shù)為2，刀具直徑為10 mm，螺旋角為30°，實(shí)驗(yàn)工件是由50 HRC和60 HRC的淬硬鋼模具拼接而成，銑削力的采集選用瑞士先進(jìn)的旋轉(zhuǎn)測(cè)力平臺(tái)，拼接模具鋼的實(shí)驗(yàn)加工現(xiàn)場(chǎng)如圖8所示。

圖8 VDL-1000E三軸加工中心及采集設(shè)備

本文銑削力系數(shù)法是在保持其他銑削參數(shù)不變條件下，通過改變每齒進(jìn)給量來獲得各組銑削力變化趨勢(shì)，再利用最小二乘曲線擬合法獲得瞬時(shí)銑削力系數(shù)，第一硬度區(qū)的切向銑削力系數(shù)Ktc1=-2 584.2、徑向銑削力系數(shù)Krc1=-1 656.7；第二硬度區(qū)的切向銑削力系數(shù)Ktc2=-1 842.2、徑向銑削力系數(shù)Krc2=-956.1。

5.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置為主軸轉(zhuǎn)速4 000 r/min，進(jìn)給速度1 200 mm/min，切深0.2 mm，切寬0.25 mm。實(shí)驗(yàn)每相隔50 min對(duì)球頭刀后刀面的磨損量進(jìn)行測(cè)量，當(dāng)達(dá)到實(shí)驗(yàn)設(shè)定的磨損量時(shí)進(jìn)行銑削力實(shí)驗(yàn)。刀具磨損測(cè)量裝置采用基恩士公司生產(chǎn)的超景深顯微鏡。球頭刀后刀面各階段的磨損狀態(tài)如圖9所示。

圖9 各階段磨損狀態(tài)

本文主要針對(duì)拼接過縫區(qū)進(jìn)行研究，選擇過縫處的固定2個(gè)齒周期進(jìn)行比對(duì)。由圖10～圖13不同刀具磨損量下銑削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖可知。隨著球頭刀后刀面磨損量的增加，x和y方向的銑削力都逐漸增加，這說明球頭刀后刀面的磨損狀況對(duì)于銑削加工中的銑削力影響較大。

(a)Fx仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

(b)Fy仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖10VB=0 mm時(shí)銑削力仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比

Fig.10 Simulation and experimental comparison of milling force inVB=0 mm

(a) Fx仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

(a) Fx仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

(a) Fx仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

從圖10～圖13中可以明顯看出，在x和y方向存在著明顯的切入沖擊力，當(dāng)后刀面磨損量一定時(shí)，在每一個(gè)波形的上升段和下降段都有二次沖擊的過程，這證明了銑削拼接處存在沖擊力，沖擊力的幅值低于銑削過程中的最大銑削力，沖擊力隨著切削時(shí)間而逐漸減小，這是因?yàn)殡S著切削時(shí)間的進(jìn)行，切削刀具與工件碰撞的接觸點(diǎn)所在圓半徑在逐漸減小，并且接觸點(diǎn)空間位置角隨切削時(shí)間逐漸減?。划?dāng)后刀面磨損量逐漸增加時(shí)，沖擊力隨之增加，這說明球頭刀后刀面的磨損狀況對(duì)于銑削加工中的沖擊力影響很大。x和y方向銑削力仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合程度很好，其中x和y方向的沖擊力最大誤差為14.45%和15.26%，這主要是由于機(jī)床振動(dòng)、儀器精度以及主軸徑向跳動(dòng)等因素導(dǎo)致。但總體來說仿真結(jié)果在數(shù)量級(jí)和變化趨勢(shì)上基本和實(shí)驗(yàn)結(jié)果相貼合，證明所建立的模型是準(zhǔn)確的。

6 結(jié) 論

針對(duì)汽車覆蓋件拼接模具銑削過程中刀具易磨損的問題，建立了考慮刀具后刀面磨損的拼接模具銑削力預(yù)測(cè)模型，并通過銑削實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。得到以下結(jié)論：

(1) 本文基于球頭刀前刀面剪切效應(yīng)和后刀面摩擦效應(yīng)，建立了考慮后刀面磨損的拼接模具銑削力模型，同時(shí)模型中考慮了過縫處產(chǎn)生的沖擊力，引入了單自由度斜體碰撞模型。

(2) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比可知，隨著球頭刀后刀面磨損量的增加，x和y方向的銑削力都逐漸增加，過縫處沖擊力大小也與刀具磨損狀態(tài)呈現(xiàn)正相關(guān)。

(3) 當(dāng)?shù)毒吣p一定時(shí)，過縫處的沖擊力隨著時(shí)間而逐漸減小，這是因?yàn)殡S著切削時(shí)間的進(jìn)行，刀具和工件碰撞的碰撞點(diǎn)所在圓半徑在逐漸減小，并且接觸點(diǎn)空間位置角隨時(shí)間逐漸減小。