黃穎旭，李 波，田錫天

(西北工業(yè)大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，陜西 西安 710072)

0 引言

恒切削力自適應(yīng)控制技術(shù)的目的是保證加工過(guò)程穩(wěn)定。切削力不但包含加工過(guò)程中，刀具的狀態(tài)[1]、加工質(zhì)量[2]以及顫振[3]等信息，而且機(jī)床加工狀態(tài)的變化也可以通過(guò)切削力直接反映出來(lái)，因此切削力的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)成為研究數(shù)控機(jī)床自適應(yīng)控制技術(shù)的首要環(huán)節(jié)。切削力間接測(cè)量方法的研究主要集中在主軸電流和進(jìn)給電流兩個(gè)方面，電流信號(hào)中包含與切削力相關(guān)的部分，可通過(guò)對(duì)電流信號(hào)進(jìn)行時(shí)域、頻域等處理，提取出與切削力相關(guān)的頻率信號(hào)進(jìn)行分析，建立主軸電流與切削力的關(guān)系模型，實(shí)現(xiàn)切削力間接監(jiān)測(cè)。

刀具磨損是影響加工質(zhì)量的關(guān)鍵因素，在加工過(guò)程中，刀具磨損隨著切削的進(jìn)行逐漸加劇，磨損狀態(tài)的改變會(huì)直接導(dǎo)致切削力發(fā)生變化，因此建立考慮刀具磨損的主軸電流與銑削參數(shù)的關(guān)系模型對(duì)實(shí)現(xiàn)銑削力的間接監(jiān)測(cè)具有重要意義。

國(guó)外研究學(xué)者較早開(kāi)始了基于電流(主軸電機(jī)和進(jìn)給伺服電機(jī))的切削力實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)技術(shù)研究，LEE等[4]提出了數(shù)控銑削加工過(guò)程中刀具磨損的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)方法及切削力由進(jìn)給驅(qū)動(dòng)交流電機(jī)電流監(jiān)測(cè)的間接測(cè)量法。通過(guò)對(duì)進(jìn)給驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的建模和刀具測(cè)功機(jī)的標(biāo)定，表明了進(jìn)給驅(qū)動(dòng)電機(jī)電流的靈敏度足以表征刀具破損。LEE等[5]研究了離散小波變換在使用主軸電機(jī)電流監(jiān)測(cè)立銑刀故障中的應(yīng)用。利用離散小波變換對(duì)主軸電機(jī)電流進(jìn)行多級(jí)信號(hào)分解，提取刀具故障特征。DHATTACHARYYA等[6]提出一種廉價(jià)的基于主軸電機(jī)電流和電壓測(cè)量的連續(xù)在線刀具磨損估計(jì)方法，用于復(fù)雜且間歇的切削面銑削操作，將特征空間過(guò)濾法引入到電流電壓信號(hào)的處理中，以從提取的特征中獲得改進(jìn)的預(yù)測(cè)變量，建立多元線性回歸模型，然后用于刀具磨損實(shí)時(shí)估計(jì)。KIM等[7]分析了進(jìn)給系統(tǒng)中交流感應(yīng)電動(dòng)機(jī)和主軸系統(tǒng)中的電流，并將其與測(cè)力儀進(jìn)行了比較。這兩種系統(tǒng)的帶寬都不足以感知普通主軸轉(zhuǎn)速下的切削動(dòng)態(tài)。因此，對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)量(即主軸每轉(zhuǎn)一圈的平均或最大合成切削力)進(jìn)行比較，得出主軸電機(jī)電流準(zhǔn)靜態(tài)靈敏度更高，更適合監(jiān)測(cè)切削刀的結(jié)論。劉曉勝等[8]通過(guò)對(duì)加工顫振機(jī)理的研究，得出主軸電流信號(hào)不僅可以很好地反映切削力的變化，還能完成機(jī)床振動(dòng)監(jiān)測(cè)的結(jié)論。HUANG等[9]提出了基于切削力信號(hào)和主軸電流信號(hào)的刀具磨損預(yù)測(cè)方法。鄭華平等[10]采用改進(jìn)的廣義預(yù)測(cè)控制算法實(shí)現(xiàn)切削力的自適應(yīng)控制與測(cè)量。李斌等[11]根據(jù)主軸系統(tǒng)傳動(dòng)模型以及電機(jī)控制理論，建立主軸電流與銑削力理論模型，并分析出主軸電流信號(hào)與銑削力電流信號(hào)的時(shí)延關(guān)系，證明可通過(guò)主軸電流間接監(jiān)測(cè)銑削力。李斌等[12]針對(duì)銑削力動(dòng)態(tài)波形難以估計(jì)的問(wèn)題，提出了基于驅(qū)動(dòng)電流的銑削力動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)方法，對(duì)電流和銑削力信號(hào)波形進(jìn)行分頻處理，實(shí)現(xiàn)對(duì)加工過(guò)程銑削力波形的動(dòng)態(tài)分析。

在考慮刀具磨損的切削力預(yù)測(cè)方面，WANG等[13]建立了考慮刀具磨損的鉆削加工功率預(yù)測(cè)模型，并通過(guò)該預(yù)測(cè)模型實(shí)現(xiàn)不同目標(biāo)的鉆削參數(shù)優(yōu)化。SHAO等[14]建立了考慮切削條件和后刀面磨損的銑削功率模型，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了切削功率模型的正確性。南月沖等[15]將銑削力分解為刀具前刀面剪切效應(yīng)產(chǎn)生的剪切力和后刀面摩擦效應(yīng)產(chǎn)生的摩擦力和壓力，并以微元切削刃的軸向位置角為參數(shù)，建立了考慮后刀面磨損的銑削力模型。SHI等[16]基于現(xiàn)代切削理論和能耗建模的最新成果，利用顯式能量消耗模型，建立了考慮刀具磨損的銑削加工功率預(yù)測(cè)模型。丁寶洋等[17]基于切削加工過(guò)程中的熱力耦合及刀具磨損機(jī)理，并根據(jù)刀具實(shí)際磨損幾何形狀的變化，建立了基于Simulink軟件的反饋仿真預(yù)測(cè)模型，并通過(guò)刀具壽命試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的可靠性。

綜上所述，研究學(xué)者對(duì)基于電流的切削力間接監(jiān)測(cè)技術(shù)進(jìn)行了大量研究，但都未考慮刀具磨損對(duì)基于主軸電流的切削力間接監(jiān)測(cè)的影響，因此本文提出了考慮刀具磨損的基于主軸電流的銑削力間接監(jiān)測(cè)方法?；谇邢魑⒃碚摻⒘丝紤]后刀面磨損的銑削力模型，采用平均切削力法和槽銑實(shí)驗(yàn)對(duì)銑削力系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。結(jié)合機(jī)床主軸傳動(dòng)原理和伺服電機(jī)控制理論對(duì)主軸電流與銑削力關(guān)系進(jìn)行理論分析，并通過(guò)田口實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)得到主軸電流與銑削力的二次回歸模型，以銑削力為橋梁建立考慮刀具磨損的主軸電流與銑削參數(shù)的關(guān)系模型，最后通過(guò)銑削實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證該模型的準(zhǔn)確性。

1 考慮刀具磨損的主軸電流與銑削參數(shù)關(guān)系建模

1.1 經(jīng)典銑削力建模

圖1所示為經(jīng)典螺旋槽立銑刀結(jié)構(gòu)，刀具螺旋角為β，假設(shè)某一螺旋槽底部端點(diǎn)的接觸角為φ，將立銑刀進(jìn)行逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，則第j(j=0,1,2,…,N-1;N為刀具齒數(shù))個(gè)螺旋槽底部端點(diǎn)的接觸

φj=φ+jφp。

(1)

式中：φp為刀齒齒間角，φp=2π/N；φ為螺旋槽底部端點(diǎn)的接觸角。

由于螺旋槽的存在，切削刃上的點(diǎn)相對(duì)于刀具端點(diǎn)存在一個(gè)滯后角ψ，則在軸向切深z處的第j個(gè)螺旋槽的接觸角

φj(z)=φj+ψ。

(2)

式中：ψ=(2ztanβ)/D,D為刀具直徑，β為刀具螺旋角。

在不考慮刀具磨損的情況下，將立銑刀沿軸向切深方向進(jìn)行分層切片，每一層切片微元上的切削刃都可近似看作一條直線段，如圖2所示。在軸向微元高度為dz的第j個(gè)切削刃上的切向力(Ft,j(φ,z))、徑向力(Fr,j(φ,z))和軸向力(Fa,j(φ,z))可以表示為：

dFt,j(φ,z)=[Ktchj(φ,z)+Kte]dz;

dFr,j(φ,z)=[Krchj(φ,z)+Kre]dz;

dFa,j(φ,z)=[Kachj(φ,z)+Kae]dz。

(3)

式中：Ktc、Krc、Kac分別表示切向、徑向和軸向剪切力作用系數(shù);Kte、Kre、Kae表示刃口力系數(shù);hj(φ,z)為材料未變形的瞬時(shí)切屑厚度，可以表示為：

hj(φ,z)=fzsinφj(z)。

(4)

式中fz為每齒進(jìn)給量。

1.2 考慮刀具磨損的銑削力建模

本文主要考慮螺旋立銑刀后刀面的磨損，在銑削加工過(guò)程中，后刀面與工件表面不斷地發(fā)生摩擦作用，導(dǎo)致刀具磨損不斷加劇，從而對(duì)切削力產(chǎn)生較大的影響。

在螺旋立銑刀銑削中，刀具的磨損以平直磨損的形式出現(xiàn)，刀具與工件之間的磨損接觸不再是多個(gè)單一的點(diǎn)而是一個(gè)區(qū)域，如圖3所示。切削力因該磨損區(qū)域而顯著增加，具體來(lái)說(shuō)，由于后刀面磨損而產(chǎn)生的力可以用兩個(gè)分量(Frw和Ftw)來(lái)表示。Frw與磨損區(qū)域垂直，與材料硬度H(布氏硬度值)、摩擦區(qū)域?qū)挾?VB)、有效摩擦區(qū)域長(zhǎng)度S成正比，F(xiàn)rw可表示為：

Frw=HVBS。

(5)

式中S=min(ap,l)，l是實(shí)際摩擦區(qū)域長(zhǎng)度，ap是切削深度。

Ftw是由于摩擦面上刀具與工件的摩擦造成的，

Ftw=μFrw=μHVBS。

(6)

式中μ是刀具與工件材料間的滑動(dòng)摩擦系數(shù)。

為方便計(jì)算，本文假設(shè)實(shí)際摩擦區(qū)域長(zhǎng)度l大于切削深度ap，則根據(jù)式(3)、式(5)和式(6)，考慮刀具磨損的切向、徑向和軸向微元切削力可以表示為：

(7)

通過(guò)坐標(biāo)變換將微元切削力轉(zhuǎn)換到機(jī)床坐標(biāo)系下，則進(jìn)給(X)、法向(Y)和軸向(Z)瞬時(shí)微元切削力可表示為：

(8)

將微元切削力式(7)和切屑厚度式(4)代入式(8)得：

Krc(1-cos2φj(z))]+[-Ktecosφj(z)-

Krcsin2φj(z)]+[Ktesinφj(z)-Krecosφj(z)+

dFz,j(φj(z))=[Kacfzsinφj(z)+Kae]dz。

(9)

立銑刀旋轉(zhuǎn)一周的每個(gè)刀齒材料去除量是一個(gè)與螺旋角無(wú)關(guān)的常數(shù)，因此平均切削力也與螺旋角無(wú)關(guān)，則dz=ap，φj(z)=φ，ψ=0，其中ap為軸向切深，φ為某一螺旋槽底部端點(diǎn)的參考接觸角，將式(9)在刀具旋轉(zhuǎn)一周內(nèi)的積分除以刀具齒間角φp=2π/N即可得到周期平均切削力：

[-Ktecosφ-Kresinφ-μHVBcosφ-

(10)

式中：φout、φin分別為刀具的切出和切入角，刀具只有在接觸區(qū)才能產(chǎn)生切削力，即φin≤φ≤φout。

順銑時(shí)：

φin=π-arccos(1-ae/r);

φout=π。

(11)

逆銑時(shí)：

φin=0;

φout=arccos(1-ae/r)。

(12)

式中ae為切削寬度。

將式(10)在接觸區(qū)積分可得瞬時(shí)銑削力：

(13)

為方便計(jì)算，通過(guò)槽銑實(shí)驗(yàn)對(duì)銑削力系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，走刀方式選擇逆銑，根據(jù)式(12)可得切入角φin=0，切出角φout=π。本實(shí)驗(yàn)采用新的未磨損的立銑刀，即刀具磨損量VB=0，則式(13)可化簡(jiǎn)為：

(14)

(15)

將式(14)、式(15)聯(lián)立即可求得切削力系數(shù)：

(16)

1.3 主軸電流與銑削力數(shù)學(xué)模型

數(shù)控機(jī)床主軸傳動(dòng)系統(tǒng)的扭矩傳遞方式包含直接和間接兩種形式：①電機(jī)通過(guò)聯(lián)軸器和離合器直接與主軸聯(lián)接;②通過(guò)皮帶傳動(dòng)間接將電機(jī)扭矩傳遞給機(jī)床主軸。間接傳遞方式更為復(fù)雜且具有普遍性，因此成為本文研究的重點(diǎn)。

圖4所示為機(jī)床主軸傳動(dòng)系統(tǒng)，該系統(tǒng)包括伺服電機(jī)、皮帶傳動(dòng)機(jī)構(gòu)、主軸、聯(lián)軸器等，根據(jù)動(dòng)量矩守恒定律，伺服電機(jī)輸出扭矩與傳動(dòng)系統(tǒng)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、摩擦力、切削力產(chǎn)生的力矩平衡，其關(guān)系為：

(17)

式中：T為直流電機(jī)扭矩；J為傳動(dòng)系統(tǒng)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ω為主軸電機(jī)角速度；t為時(shí)間;Tf為摩擦力矩；Tq為切削力矩。

在直流伺服電機(jī)系統(tǒng)中，其扭矩可以表示為：

T=KIrms。

(18)

式中：K是電機(jī)扭矩常數(shù)；Irms是交流電機(jī)等效直流電流。

數(shù)控機(jī)床中的主軸伺服電機(jī)為交流電機(jī)，采用均方根法將三相交流電等效為直流電，即

(19)

式中Iu、Iv、Iw是單相交流電。

根據(jù)刀具切削原理，切削力矩Tq與平均切削力Fa存在如下關(guān)系：

Tq=rFa。

(20)

式中r是刀具半徑。

KIrms=Tf+rFa。

(21)

由上式可知，主軸電流與平均切削力理論上存在一次關(guān)系，但是由于加工過(guò)程復(fù)雜以及干擾因素眾多，式(21)不能準(zhǔn)確表示主軸電流與切削力的數(shù)學(xué)關(guān)系，本文主要研究主軸電流與切削力的二次多項(xiàng)式關(guān)系，即

(22)

式中a,b,c為常數(shù)，需通過(guò)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定。

1.4 主軸電流與銑削參數(shù)建模

主軸電流與銑削參數(shù)關(guān)系的建立是以銑削力為橋梁，將式(13)與式(22)聯(lián)立得到：

(23)

2 模型參數(shù)標(biāo)定實(shí)驗(yàn)

前面構(gòu)建了考慮刀具磨損的銑削力模型、主軸電流與銑削力模型和主軸電流與切削力模型，這3個(gè)數(shù)學(xué)模型中的未知參數(shù)需通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)進(jìn)行標(biāo)定。

2.1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括銑削力測(cè)量系統(tǒng)和主軸電流測(cè)量系統(tǒng)，其原理如圖5所示。機(jī)床采用精雕數(shù)控機(jī)床JDCT1200EA12S；實(shí)驗(yàn)材料為鋁合金7050；刀具采用硬質(zhì)合金高速立銑刀AL-3E-D8.0，具體參數(shù)如表1所示；切削力測(cè)量裝置包括Kistler9255B測(cè)力儀、Kistler5080A電荷放大器和DEWESoftSIRIUSi數(shù)據(jù)采集儀；主軸電流系統(tǒng)包括鉗形功率計(jì)PW3360-30、精雕數(shù)控機(jī)床內(nèi)置的霍爾電流傳感器；刀具磨損測(cè)量采用的是InfiniteFocus光學(xué)三維刀具測(cè)量?jī)x。

表1 刀具參數(shù)

2.2 銑削力模型系數(shù)識(shí)別實(shí)驗(yàn)

為了能夠準(zhǔn)確快速得到切削力系數(shù)，本文采用恒定的切削速度(20 000 r/min)和軸向切深(ap=0.5 mm)以不同的進(jìn)給率進(jìn)行了4組全齒(即槽銑)銑削實(shí)驗(yàn)，測(cè)得的每齒周期平均力如表2所示。

表2 銑削力系數(shù)標(biāo)定實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

2.3 主軸電流與銑削力模型求解實(shí)驗(yàn)

切削用量是影響切削力的重要因素，為了準(zhǔn)確構(gòu)建主軸電流與切削力關(guān)于切削用量(切削速度、每齒進(jìn)給量、軸向切深、徑向切深)的二次回歸模型，本文所采用的切削參數(shù)如表3所示，為了既可以兼顧測(cè)試成本與測(cè)試充分性的均衡又能提高測(cè)試效率，基于田口實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了27組切削實(shí)驗(yàn)如表4所示。為了保證加工過(guò)程刀具磨損量一致，每進(jìn)行5組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)更換一把新的立銑刀。

表3 切削參數(shù)因素及水平

表4 正交實(shí)驗(yàn)

續(xù)表4

Kistler9255B測(cè)力儀在X、Y、Z三個(gè)方向上切削力的作用下發(fā)生壓電效應(yīng)并產(chǎn)生微弱的電荷信號(hào)，電荷經(jīng)電荷放大器轉(zhuǎn)換為0～10 V的模擬電壓信號(hào)，再由數(shù)據(jù)采集儀中的A/D轉(zhuǎn)換模塊轉(zhuǎn)變?yōu)閿?shù)字信號(hào)，最后利用DEWESoft軟件對(duì)切削力信號(hào)進(jìn)行分析、處理與顯示。

主軸電流信號(hào)是由鉗形功率計(jì)PW3360-30通過(guò)精雕數(shù)控機(jī)床內(nèi)部的霍爾電流傳感器直接獲取。切削過(guò)程中主軸電流信號(hào)不僅包含切削力引起的電流變化，還包括主軸轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的工作電流，即空載電流值，因此需要對(duì)穩(wěn)定切削時(shí)的電流值與空載電流做差值處理，即可得到切削時(shí)電流特征值Irms。各組切削參數(shù)下對(duì)應(yīng)的平均切削力Fa和主軸電流特征值如表5所示。

表5 平均切削力與主軸電流數(shù)據(jù)

續(xù)表5

3 模型驗(yàn)證及結(jié)果分析

3.1 考慮刀具磨損的銑削力模型驗(yàn)證

表6 刃口力分量數(shù)值

將刃口力分量代入式(16)求得的銑削力系數(shù)如表7所示。

表7 切削力系數(shù)標(biāo)定結(jié)果

從圖6可以看出在X軸方向上的銑削力預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，Y軸上的銑削力實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值存在一定的偏差。造成這種現(xiàn)象的原因是：①本文只考慮了后刀面磨損對(duì)切削力的影響，在實(shí)際加工過(guò)程中，前刀面和刀尖也會(huì)產(chǎn)生月牙洼磨損、崩刃以及積屑瘤等磨損特征，從而引起切削力發(fā)生變化;②建立的銑削力模型未分析刀具振動(dòng)的影響，加工中刀具的振動(dòng)導(dǎo)致切削刃發(fā)生“過(guò)切”或“欠切”現(xiàn)象，引起刀具各切削刃磨損量不同,致使切削力不同。仿真模型中未考慮這些因素導(dǎo)致銑削力預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值存在偏差。

為了定量分析預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值的誤差，在主軸轉(zhuǎn)速保持不變的情況下，改變每齒進(jìn)給量，分別通過(guò)仿真和實(shí)驗(yàn)得到不同刀具磨損量下的X、Y軸平均銑削力，如表8所示。通過(guò)X、Y軸平均銑削力預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值可以看出，隨著刀具的磨損，銑削力發(fā)生了顯著變化，理論值與實(shí)驗(yàn)值變化趨勢(shì)相同，誤差在6.2%～9.7%范圍內(nèi)?？傮w來(lái)說(shuō)預(yù)測(cè)數(shù)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在變化趨勢(shì)和數(shù)量級(jí)上基本吻合，表明本文建立的考慮刀具磨損的銑削力模型準(zhǔn)確性較高。

表8 銑削力實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比

3.2 主軸電流與銑削力關(guān)系建模

通過(guò)MATLAB對(duì)表7所采集的主軸電流數(shù)據(jù)作最小二乘擬合，得到主軸電流特征值與平均切削力關(guān)系如下：

(24)

對(duì)主軸電流與銑削力數(shù)據(jù)進(jìn)行二次回歸擬合的結(jié)果如圖7所示。從圖中可以看出主軸電流與銑削力數(shù)值能較好的分布在擬合曲線附近。該回歸模型的判定系數(shù)r2=0.993 9，并且F檢驗(yàn)的P值為0.019小于0.05，因此主軸電流與銑削力的二次回歸模型符合檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，表明該模型成立。

3.3 主軸電流與銑削參數(shù)關(guān)系模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證考慮刀具磨損的主軸電流與切削參數(shù)關(guān)系模型的準(zhǔn)確性，采用表8中各銑削參數(shù)預(yù)測(cè)的平均銑削力F代入式(24)計(jì)算得到預(yù)測(cè)主軸電流值Irms，將其與實(shí)測(cè)電流值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表9所示,對(duì)比圖如圖8所示。從圖8可以看出主軸電流預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值偏差較小，誤差在6.4%～9.7%范圍內(nèi)?？傮w來(lái)說(shuō)考慮刀具磨損的主軸電流與銑削參數(shù)模型成立。

表9 主軸電流預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)目前基于主軸電流的銑削力間接監(jiān)測(cè)研究中，未能考慮刀具磨損這一關(guān)鍵因素，本文提出了一種考慮刀具磨損的主軸電流與切削參數(shù)的關(guān)系模型，主要結(jié)論如下：

(1)建立了考慮刀具磨損的銑削力模型，該模型主要考慮后刀面磨損對(duì)銑削力的影響，并通過(guò)槽銑實(shí)驗(yàn)對(duì)模型參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，然后利用MATLAB軟件對(duì)銑削力模型進(jìn)行仿真分析，并與銑削實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)隨著刀具磨損的發(fā)生銑削力顯著增加，銑削力模型預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致，其預(yù)測(cè)誤差在6.2%～9.7%范圍內(nèi)，并分析誤差主要由刀具振動(dòng)、前刀面及刀尖磨損及刀具切削刃磨損的差異性等引起。

(2)通過(guò)理論分析得到主軸電流與銑削力存在一次關(guān)系，但由于銑削加工過(guò)程復(fù)雜且干擾因素較多，本文通過(guò)田口實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)得到主軸電流與銑削力的二次回歸模型，并對(duì)回歸模型進(jìn)行了驗(yàn)證。然后以銑削力為橋梁，建立了考慮刀具磨損的主軸電流與銑削參數(shù)關(guān)系模型，其誤差分布在6.4%～9.7%范圍內(nèi)，表明本文所建立的模型準(zhǔn)確性較高。

下一步將通過(guò)研究機(jī)床主軸電流與銑削力的關(guān)系，實(shí)現(xiàn)銑削力間接實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，為銑削加工自適應(yīng)控制技術(shù)的研究提供基礎(chǔ)。