JC35導(dǎo)讀：對(duì)于鉆削力建模的研究是隨著人們對(duì)各種新型鉆頭和鉆削工藝的開(kāi)發(fā)而不斷深入的。WuSM等人在建立群鉆切削力模型方面做了大量工作。其中，LeeSW（1986年）和FuhKH（1987年）以工作切削角度為準(zhǔn)，對(duì)主切削刃使用斜角切削模型，對(duì)第二切削刃使用直角切削模型，建立了群鉆的切削力模型；HuangHT（1992年）等人提出了一個(gè)用普通麻花鉆的力學(xué)模型預(yù)報(bào)群鉆軸向力和扭矩的方法。
　　
　　ArmaregoEJA和ZhaoH（1996年）建立了薄鉆芯標(biāo)準(zhǔn)麻花鉆、薄鉆芯多溝槽鉆和圓弧中心刃麻花鉆切削力預(yù)報(bào)模型。BhatnagarN（2004年）等人研究了用4種不同的鉆尖鉆削各向異性纖維補(bǔ)強(qiáng)復(fù)合材料時(shí)工件的非預(yù)期損壞，建立了鉆削軸向力和扭矩的模型。
　　
　　SahuSK（2004年）等人提出了帶斷屑槽錐面麻花鉆的切削力預(yù)報(bào)模型，該模型用具有四種不同斷屑槽的鉆頭進(jìn)行標(biāo)定，可適用于具有任意斷屑槽形狀的鉆頭。ElhachimiM（1999年）綜合應(yīng)用直角和斜角切削模型建立了高速切削鉆頭的切削力模型，在轉(zhuǎn)速為4000r/min～18000r/min、進(jìn)給量為0.12mm/r～0.36mm/r時(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模型預(yù)報(bào)值一致。WangLP（1998年）等人提出通過(guò)對(duì)組成主刃和橫刃的單元刀具的振動(dòng)分析得到整個(gè)鉆頭的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性，并據(jù)此建立了振動(dòng)鉆削過(guò)程中動(dòng)態(tài)軸向力和扭矩的預(yù)報(bào)模型。
　　
　　隨著研究的不斷深入，研究人員發(fā)現(xiàn)，由于結(jié)構(gòu)的差異，過(guò)去已經(jīng)建立的力學(xué)模型不能適用于新的鉆型。為此，StepensonDA（1992年）采用一個(gè)用大量車(chē)削實(shí)驗(yàn)標(biāo)定的單元刀具斜角切削力模型，建立了用任意刃形硬質(zhì)合金或鑲嵌硬質(zhì)合金鉆頭鉆削灰鑄鐵時(shí)的主刃扭矩、軸向力和徑向力預(yù)報(bào)模型。LinGC（1982年）和WatsonAR（1985年）指出，對(duì)鉆削扭矩和軸向力的低估是由于排屑干涉，這一發(fā)現(xiàn)zui終導(dǎo)致了單元刀具非線性綜合法的產(chǎn)生，也使用分析方法建立復(fù)雜刃形鉆頭的切削力模型成為可能。WangJL（1994年）研究了切削過(guò)程中的排屑干涉，應(yīng)用單元刀具非線性綜合法，建立了基于經(jīng)驗(yàn)性單元刀具斜角切削力模型的任意刃形鉆頭的切削力模型。
　　
　　除了鉆頭的基本幾何形狀以外，鉆削過(guò)程中的許多因素都會(huì)對(duì)鉆削力產(chǎn)生影響。1996年，ChandrasekharanV等人考慮了鉆頭的制造和刃磨誤差如兩主刃的等高性、半徑誤差、軸向偏斜等的影響，建立了錐面鉆頭完整的三維切削力模型，隨后又將其拓展到預(yù)報(bào)任意形狀鉆尖鉆頭（如群鉆）的切削力。SriramR在考慮了鉆頭刃磨和安裝誤差對(duì)鉆削力影響的條件下，建立了預(yù)報(bào)鉆削徑向力的模型。2001年，GongYP和EhmannK建立了一個(gè)綜合考慮到鉆頭幾何特性、刃磨和安裝誤差以及鉆頭偏斜對(duì)主刃和橫刃動(dòng)態(tài)切削厚度和切削面積影響的微孔鉆頭軸向力、扭矩和徑向力模型。