織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載特性建模與驗(yàn)證

倪 敬 舒 央 孟青新 呂俊杰 王書贏 胡春美

1.杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，杭州，310018 2.浙江暢爾智能裝備股份有限公司省級研發(fā)中心，縉云，321404

0 引言

拉削加工刀具（即拉刀）是航空航天、汽車等行業(yè)關(guān)鍵零部件高效精密拉削加工機(jī)床的核心部件，因其切削過程存在較大負(fù)載（一般不小于10kN），故刀具-工件-切屑之間摩擦磨損作用繁雜，不易被清晰地建模描述和實(shí)時(shí)檢測反饋，如何深入地研究拉削刀具表面形貌，建立相應(yīng)的拉削負(fù)載模型，降低拉削負(fù)載，減小拉刀的摩擦磨損，提高拉削過程的可靠性，是拉削加工行業(yè)中亟待解決的課題之一［1］。

國內(nèi)外許多研究人員針對拉削刀具表面形貌與負(fù)載建模開展了研究。在刀具表面形貌研究方面，于占江等［1］發(fā)現(xiàn)將表面織構(gòu)應(yīng)用于車削刀具，可以有效減小切削力，減小刀具磨損量；邱孝聰?shù)龋?］介紹了表面織構(gòu)的形態(tài)特征及其作用機(jī)制，討論了織構(gòu)分布、織構(gòu)形狀、表面粗糙度、速度和載荷等因素對潤滑和摩擦學(xué)性能的影響；VLADESCUA等［3］通過實(shí)驗(yàn)研究了表面紋理對摩擦的影響以及混合和完全薄膜狀態(tài)下織構(gòu)的有利或不利影響；KHAIMOVICH等［4］提出了一種在高速加工中自動計(jì)算拉刀的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)的函數(shù)和切削參數(shù)的方法。在拉削刀具負(fù)載建模方面，RAGHAVENDRA等［5］利用實(shí)驗(yàn)獲得的拉削系統(tǒng)固有頻率和實(shí)際阻尼固有頻率來對拉削負(fù)載進(jìn)行建模；SCHROETER等［6］基于動力學(xué)原理，構(gòu)建并驗(yàn)證了拉削負(fù)載的動力學(xué)特性；KLOCKEA等［7］基于熱誘導(dǎo)表面完整性、微觀硬度和殘余拉應(yīng)力等參數(shù)，建立了拉削力模型；VOGTEL等［8］引入熱力學(xué)原理，通過多元回歸模型來預(yù)測拉削負(fù)載；HOSSEINI等［9］提出了拉削工具的幾何模型和拉削負(fù)載的預(yù)測模型，基于切削系統(tǒng)中消耗的能量來預(yù)測切削力；倪敬等［10］考慮工件圓孔的圓弧效應(yīng)、刀齒的刮削效應(yīng)以及刀齒與工件接觸的周期特性，建立了計(jì)算和預(yù)測拉削負(fù)載的模型。

然而，上述文獻(xiàn)涉及的研究內(nèi)容，一方面僅關(guān)注刀具織構(gòu)表面能夠降低切削負(fù)載，但是沒有提出有效的切削負(fù)載模型；另一方面，現(xiàn)有切削負(fù)載模型大都將切削過程中刀具所受到的應(yīng)力假設(shè)為均布應(yīng)力，而沒有很好地考慮刀具表面形貌對切削負(fù)載的影響。因此，諸如本文涉及的拉削刀具，其表面具有特殊的織構(gòu)槽形貌，其刀具切削負(fù)載的詳細(xì)計(jì)算模型有進(jìn)一步研究的必要。

1 織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載建模

1.1 拉削負(fù)載建模分析

圖1所示為拉削加工系統(tǒng)，該系統(tǒng)主要由床身、主油缸、導(dǎo)向柱、溜板、夾刀裝置、端板和織構(gòu)拉刀等組成。具體拉削加工的工作原理為：主油缸通過溜板和夾刀裝置驅(qū)動拉刀穿過工件圓內(nèi)孔實(shí)現(xiàn)矩形槽的加工。

圖1 拉削加工系統(tǒng)示意圖Fig.1 Configuration of broaching machine

圖1所示的拉削系統(tǒng)如果僅考慮織構(gòu)拉刀與工件接觸部分，可以簡化為圖2所示的原理圖。圖2中，刀齒的織構(gòu)為凹形矩形槽；v為拉削速度；l1和l2分別為粗拉區(qū)和精拉區(qū)的長度；OXYZ為拉刀的拉削負(fù)載方向坐標(biāo)系；lw為拉削工件的長度；p為拉刀上相鄰兩個(gè)刀齒的齒距，根據(jù)實(shí)際拉刀刀齒分布情況，p為一恒定數(shù)值；δi為第i個(gè)拉刀刀齒的絕對齒升量，i為拉刀刀齒序號，i=1，2，…，n，n為拉刀刀齒的齒數(shù)。

圖2 織構(gòu)拉刀及其負(fù)載分析圖Fig.2 Load of broaching tool with texture

根據(jù)圖2所示的織構(gòu)拉削刀齒受力分析可知，織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載主要由沿X方向拉削力FX、沿Y方向的正壓力FY、沿Z方向的正壓力FZ組成，其中又以沿X方向的拉削力FX為主要拉削負(fù)載，因此，本文以織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載FX為研究對象開展建模分析。根據(jù)經(jīng)典金屬切削理論，F(xiàn)X可以描述為

式中，Ki為拉刀第i個(gè)刀齒與材料相關(guān)的比壓力；Ai為拉刀第i齒拉削時(shí)的有效面積；βi為拉刀第i齒的量綱一常數(shù)。

根據(jù)圖2和式（1）的描述，織構(gòu)拉刀拉削負(fù)載特性具有以下特點(diǎn)：①由于每個(gè)刀齒上存在不同個(gè)數(shù)的織構(gòu)槽，因此大大增加了拉削過程中Ai的復(fù)雜性，也增加了拉刀拉削負(fù)載預(yù)測的復(fù)雜性；②由于工件為內(nèi)圓孔形狀，因此拉削過程中很多刀齒與工件會不完全接觸，即會產(chǎn)生圓弧效應(yīng)；③由于工件存在長度，因此同時(shí)和工件接觸的刀齒數(shù)存在變化。

基于上述分析，本文從經(jīng)典單齒拉削負(fù)載模型入手，詳細(xì)分析織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載數(shù)學(xué)模型，然后考慮圓弧效應(yīng)和多齒共同切削效應(yīng)，建立一般性的織構(gòu)拉刀拉削負(fù)載特性模型。

1.2 無織構(gòu)槽單齒拉削負(fù)載模型

拉刀單個(gè)刀齒參與拉削情況出現(xiàn)在工件長度lw小于刀齒間距p的情況下。如圖3和式（1）所示，根據(jù)經(jīng)典切削加工理論，拉刀的拉削負(fù)載FX簡化為單個(gè)刀齒拉削負(fù)載，可以具體描述為

式中，K為與拉削刀齒材料相關(guān)的比壓力；A為單齒拉削時(shí)的有效面積；b為刀齒寬度；h為刀齒切深；β為單齒拉削時(shí)的量綱一常數(shù)。

圖3 無織構(gòu)拉刀單齒切削參數(shù)圖Fig.3 Configuration of broaching tool without texture

1.3 織構(gòu)拉刀單齒拉削負(fù)載模型

1.3.1 單齒拉削負(fù)載模型

在織構(gòu)拉刀單個(gè)刀齒上開設(shè)凹形織構(gòu)槽的效果如圖4所示。

圖4 織構(gòu)拉刀的正視圖Fig.4 Front view of broaching tool with texture

圖4中，結(jié)合實(shí)際并為研究方便，假設(shè)拉刀第i個(gè)刀齒上開設(shè)的織構(gòu)槽數(shù)m（i）為兩個(gè)相鄰的自然數(shù)，如3或4，4或5，等。這樣，m（i）個(gè)織構(gòu)槽將刀齒分成m（i）+1段，為第i個(gè)刀齒第j段刀齒

此外，如圖 4所示，b（i）為第 i個(gè)刀齒后刀面開設(shè)凹型織構(gòu)槽的寬度，則此時(shí)單齒參與切削的面積Ai1可以由下式計(jì)算：

式中，m（i）為第i個(gè)刀齒的織構(gòu)槽數(shù)量；λi為與比值相關(guān)的校正系數(shù)。

1.3.2 工件圓弧效應(yīng)下的單齒拉削負(fù)載模型

根據(jù)圖4所示的拉刀織構(gòu)槽分布情況，拉削過程中，拉刀織構(gòu)槽與工件之間的接觸順序如圖5和圖6所示。圖6中，R為圓弧工件內(nèi)圓半徑，l0為工件圓弧中心到拉刀刀齒面的距離，δ0為第0個(gè)刀齒的絕對齒升量，Δδ=δi-δi-1表示相鄰兩個(gè)齒的絕對齒升量差，也就是單齒切深。依圖5分析，拉削過程中，拉刀第k個(gè)織構(gòu)槽碰到工件圓弧邊緣時(shí)的拉刀齒序數(shù)nk可以由下式計(jì)算：

其中，符號‘［］’表示向上取整，‘’表示取余。

圖5 拉刀織構(gòu)槽與工件之間的接觸順序Fig.5 Contact between workpiece and tool with texture

圖6 工件圓弧效應(yīng)下的Ai2計(jì)算原理圖Fig.6 Calculation view of Ai2with round workpiece

于是，對工件圓弧效應(yīng)下單齒參與切削的面積 Ai2分析如下。

（1）當(dāng)i＜n1時(shí)，圓弧效應(yīng)下，織構(gòu)槽未參與切削，則切削層剖面面積Ai2計(jì)算如下：

式中，Ai1為第i個(gè)刀齒的切削層剖面面積；S0為線段P1Q1和弧 P1ΩQ1組成的面積；Si表示線段和弧 P′iΩQ′i組成的面積。

S0和Si由下式計(jì)算：

（2）當(dāng) n1≤i＜nk時(shí)，圓弧效應(yīng)下，織構(gòu)槽階梯性參與切削，則切削層剖面面積Ai2計(jì)算如下：

（3）當(dāng) nk≤i≤nN時(shí)，拉刀上的織構(gòu)槽完全參與切削，其中，nN為拉刀切深達(dá)到PNQN線時(shí)的拉刀刀齒序號，即為圓弧效應(yīng)分界點(diǎn)，則此時(shí)切削層剖面面積Ai2計(jì)算如下：

（4）當(dāng) nN＜i≤n時(shí)，拉刀脫離圓弧效應(yīng)，刀齒切削平面，則切削層剖面面積Ai2計(jì)算如下：

1.4 織構(gòu)拉刀多齒拉削負(fù)載模型

根據(jù)圖2所示的拉刀與工件的相互接觸關(guān)系，一般情況下，工件長度lw都會大于拉刀刀齒間距p，這會導(dǎo)致與工件接觸的拉刀齒數(shù)nc超過1個(gè)，即形成多齒拉削。該情況下，最大接觸齒數(shù)nm與工件截面長度lw及拉刀齒距 p之間的關(guān)系可以表述為

實(shí)際拉削加工過程存在三個(gè)階段，獲得刀齒與工件的接觸個(gè)數(shù)nc和時(shí)間t的關(guān)系如下所述。

（1）刀齒數(shù)增加階段。在此階段，nc每經(jīng)過時(shí)間間隔Δt增加一個(gè)刀齒，一直達(dá)到nm，即

式中，t0為第一個(gè)刀齒接觸工件所需時(shí)間；t1為nm個(gè)刀齒接觸工件所需時(shí)間。

（2）刀齒數(shù)交替變化階段。在此階段，每經(jīng)過時(shí)間間隔Δt，nc在整數(shù)nm與nm-1之間呈現(xiàn)周期變化特性，其接觸刀齒數(shù)與時(shí)間關(guān)系可以表示如下：

（3）刀齒數(shù)減少階段。在此階段，每經(jīng)過時(shí)間間隔Δt，nc減少一個(gè)，一直達(dá)到0，其接觸刀齒數(shù)與時(shí)間關(guān)系如下：

式中，t3為刀齒全部脫離工件所需時(shí)間。

綜合上述分析可知，考慮工件圓弧效應(yīng)下，多齒拉削負(fù)載動特性計(jì)算模型FX(t)可以描述為

式中，ni為參與拉削齒中將要脫離工件刀齒序數(shù)。

2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及參數(shù)

2.1 實(shí)驗(yàn)機(jī)床

實(shí)驗(yàn)機(jī)床為LG612Ya-800型拉床，如圖7所示，主要由機(jī)床底座、控制臺、主油缸（缸徑100 mm，活塞桿直徑50 mm，行程800 mm）、壓力傳感器、導(dǎo)向套、工件和拉刀組成。該拉削機(jī)床的額定拉力為20 kN，拉削加工速度為0～2.8 m/min。

圖7 拉削加工實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.7 Broaching experimental system

2.2 拉削實(shí)驗(yàn)工件與其制備

拉削實(shí)驗(yàn)測試所用工件材料為45鋼，由外徑60 mm和壁厚10 mm的鋼管經(jīng)過數(shù)控車削制成，具體形狀和尺寸如圖8所示。

圖8 拉削實(shí)驗(yàn)工件造型圖Fig.8 Configuration of workpiece

2.3 實(shí)驗(yàn)拉刀與其制備

2.3.1 實(shí)驗(yàn)拉刀

實(shí)驗(yàn)拉刀分為普通拉刀和其他織構(gòu)槽拉刀兩種。普通拉刀的材料為高速鋼W18，具體形貌如圖9所示，刀具的幾何參數(shù)如表1和表2所示。普通拉刀的特征是每個(gè)刀齒上有3個(gè)或4個(gè)槽，槽數(shù)相鄰交替變化，以完成整個(gè)平面的拉削加工。因此，可以稱普通拉刀為3/4槽拉刀。

圖9 織構(gòu)槽拉刀的表面形貌Fig.9 Configuration of broaching tool with texture

表1 拉刀幾何參數(shù)Tab.1 Geometry of broach tool

其他織構(gòu)槽拉刀是以普通拉刀為基礎(chǔ)，在每個(gè)刀齒上進(jìn)行織構(gòu)槽優(yōu)化設(shè)計(jì)，因此，其他織構(gòu)槽拉刀也可以稱為4/5槽拉刀和5/6槽拉刀，其具體織構(gòu)槽參數(shù)如表3所示。

2.3.2 實(shí)驗(yàn)拉刀制備

實(shí)驗(yàn)織構(gòu)槽拉刀以普通鍵槽拉刀為基體材料，根據(jù)表3所示的織構(gòu)槽參數(shù)，采用光纖激光打標(biāo)機(jī)進(jìn)行激光刻蝕得到，具體如圖9所示。激光輸出功率為20 W，激光波長為1.06 μm，重復(fù)頻率為（20～2 000）kHz，雕刻線速度為0～7000 mm/s，最小線寬為0.03 mm，重復(fù)精度為±3 μm。

表2 拉刀刀齒齒升量參數(shù)Tab.2 Increasement of each broach tool mm

表3 拉刀后刀面織構(gòu)槽參數(shù)Tab.3 Texture configuration on rear face of broach tool mm

2.4 拉削實(shí)驗(yàn)采集系統(tǒng)及實(shí)驗(yàn)方案

（1）實(shí)驗(yàn)采集系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)過程的拉削負(fù)載數(shù)據(jù)采集與分析采用自行研制的S7-300PLC監(jiān)控系統(tǒng)完成，主要由數(shù)據(jù)分析軟件、監(jiān)控電腦、CPU313C、高速AI模塊和壓力傳感器組成。拉削負(fù)載具體由主油缸兩腔壓力反饋檢測間接求得，具體壓力傳感器為PTH503型，量程為0～15 MPa，輸出信號為4～20 mA，綜合精度為±0.5%FS，供電電壓為24DCV，響應(yīng)時(shí)間為5 ms。壓力傳感器的模擬量采集模塊為高速AI模塊，采樣時(shí)間為1 ms，采樣精度為14位。數(shù)據(jù)分析軟件基于Borland C++Builder自行編制。

（2）實(shí)驗(yàn)方案。分別以3/4槽、4/5槽和5/6槽拉刀為研究對象，以相同的拉削速度45 mm/s進(jìn)行拉削加工實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集時(shí)間為5.3 s，實(shí)驗(yàn)次數(shù)為每把刀具拉削3次。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證與分析

3.1 織構(gòu)槽拉刀拉削負(fù)載模型驗(yàn)證

根據(jù)前述實(shí)驗(yàn)方案，得到了重復(fù)性較好的拉削數(shù)據(jù)，任意選取3/4槽、4/5槽和5/6槽拉刀其中1次的拉削負(fù)載實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以得到圖10～圖12所示的織構(gòu)槽拉刀拉削負(fù)載曲線。

（1）普通拉刀（3/4槽）的拉削負(fù)載驗(yàn)證。如圖10所示的實(shí)驗(yàn)結(jié)果曲線，在0～0.9 s時(shí)間段，拉削力為0.5 kN，而此時(shí)這里的拉削力并不是真正的拉削負(fù)載力，而是主油缸的空載推力；在0.9～4.8 s時(shí)間段，這里的拉削負(fù)載是拉刀參與切削的拉削力體現(xiàn)。從曲線中可以看出，拉刀與工件的接觸，拉削負(fù)載呈現(xiàn)由小變大的趨勢；然后，由于受到了工件的圓弧效應(yīng)影響，拉削負(fù)載繼續(xù)增大，一直到圓弧效應(yīng)消失時(shí)達(dá)到最大（大約在3.8 s）；而后，拉刀刀齒的齒升量減小，拉削加工進(jìn)入精密拉削過程（約到4.1 s），拉削負(fù)載呈現(xiàn)快速減小的趨勢；最后，刀齒齒升量減小到0，進(jìn)入拉擠過程，拉削負(fù)載經(jīng)歷一穩(wěn)定階段（約到4.8 s）后減小到空載情況。

根據(jù)織構(gòu)槽拉刀的拉削負(fù)載計(jì)算模型（式（24）），對于3/4槽拉刀，Kj=2115.5，βj=0.082；這樣可以得到圖10中虛線所示的拉削負(fù)載仿真曲線。從圖10中可以看出，仿真值和實(shí)驗(yàn)值吻合得較好，最大正偏差為0.3 kN，最大負(fù)偏差為-0.3 kN。也就是說實(shí)驗(yàn)測得拉削負(fù)載數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)之間誤差保持在4%內(nèi)。因此，本文建立的模型可以較好地模擬3/4槽拉刀的實(shí)際拉削負(fù)載。

圖10 3/4槽拉刀拉削負(fù)載仿真和實(shí)驗(yàn)曲線Fig.10 Load results of 3/4 type broach tool

（2）其他織構(gòu)拉刀的拉削負(fù)載驗(yàn)證。根據(jù)織構(gòu)槽拉刀的拉削負(fù)載計(jì)算模型（式24）），對于4/5槽拉刀，取 Kj=2115.5，βj=0.082；當(dāng)≥3時(shí)，λi=1，當(dāng)3時(shí)，λi=0.6。這樣可以得到圖11中的虛線所示的拉削負(fù)載仿真曲線。從圖11中可以看出，仿真值和實(shí)驗(yàn)值吻合得較好，最大正偏差為0.2 kN，最大負(fù)偏差為-0.2 kN。也就是說，實(shí)驗(yàn)測得拉削負(fù)載數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)之間的誤差保持在3%內(nèi)，因此，本文建立的模型也可以較好地模擬4/5槽織構(gòu)拉刀的實(shí)際拉削負(fù)載。

圖11 4/5槽拉刀拉削負(fù)載仿真和實(shí)驗(yàn)曲線Fig.11 Load results of 4/5 type broach tool

根據(jù)織構(gòu)槽拉刀的拉削負(fù)載計(jì)算模型（式（24）），對于 5/6槽拉刀，取 Kj=2115.5，βj=λi=0.6。這樣可以得到圖12中虛線所示的拉削負(fù)載仿真曲線。從圖12中可以看出，仿真值和實(shí)驗(yàn)值吻合得較好，最大正偏差為0.2 kN，最大負(fù)偏差為-0.2 kN。也就是說實(shí)驗(yàn)測得拉削負(fù)載數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)之間誤差保持在3%內(nèi)，因此，本文建立的模型也可以較好地模擬5/6槽織構(gòu)拉刀的實(shí)際拉削負(fù)載。

圖12 5/6槽拉刀拉削負(fù)載仿真和實(shí)驗(yàn)曲線Fig.12 Load results of 5/6 type broach tool

綜上所述，本文提出的織構(gòu)拉刀拉削負(fù)載計(jì)算模型可以較好地模擬實(shí)際拉削負(fù)載。

3.2 刀齒表面織構(gòu)參數(shù)對拉削負(fù)載的影響

將圖10～圖12中不同刀齒表面織構(gòu)參數(shù)下實(shí)際拉削負(fù)載曲線放在一起，可以得到圖13所示的結(jié)果。從圖13中可以看出，當(dāng)?shù)洱X上的織構(gòu)槽數(shù)量由3/4槽增加到4/5槽時(shí)，拉削負(fù)載有明顯的減??；但是，當(dāng)織構(gòu)槽數(shù)由4/5槽增加到5/6槽時(shí)，拉削負(fù)載不是繼續(xù)減小，反而增大了，增大到甚至比3/4槽時(shí)更大。

圖13 不同織構(gòu)參數(shù)下拉刀拉削負(fù)載對比Fig.13 Load comparison with different texture

另一方面，圖10～圖12中不同刀齒表面織構(gòu)參數(shù)下實(shí)際拉削負(fù)載曲線的最大值和平均值放在一起，可以得到圖14所示的結(jié)果。從圖14中也可以看出，當(dāng)拉刀刀齒上的織構(gòu)槽數(shù)量由3/4槽增加到4/5槽時(shí)，拉削負(fù)載最大值由7.502 kN降低到7.076 kN（減小了約5%），拉削負(fù)載平均值由2.192 kN減小到2.016 kN（減小了約8%），都有明顯的減?。坏?，當(dāng)織構(gòu)槽數(shù)由4/5槽增加到5/6槽時(shí)，拉削負(fù)載最大值由7.076 kN上升到7.592 kN，拉削負(fù)載平均值由2.016 kN上升到2.541 kN，拉削負(fù)載最大值不是繼續(xù)減小，反而增大了，增大到甚至比3/4槽時(shí)更大。

圖14 不同織構(gòu)參數(shù)下拉刀拉削負(fù)載平均值對比Fig.14 Average load comparison with different texture

根據(jù)上述不同刀齒表面織構(gòu)參數(shù)下實(shí)際拉削負(fù)載趨勢分析，拉刀表面的織構(gòu)槽數(shù)量不是越多越好，而是有一個(gè)最優(yōu)值。

根據(jù)式（5）～式（10）和式（24）的描述，結(jié)合圖4，影響拉削負(fù)載的最主要因素是刀齒上的b（1）和數(shù)值。當(dāng)長度相比于 b（1）較長時(shí)，待切削部分中 b（1）部分的加強(qiáng)作用不明顯，忽略 b（1）部分對拉削負(fù)載并沒有太大影響；而當(dāng)長度減小到3倍的 b（1）時(shí)，待切削部分中 b（1）部分對整個(gè)切削部分起到了加強(qiáng)筋的作用，這使得切削加工變得困難，使得 b（1）和部分對拉削負(fù)載的貢獻(xiàn)變得相當(dāng)，即b（1）部分對拉削負(fù)載影響就不能忽略了。因此，拉刀刀齒上織構(gòu)槽數(shù)量不是越多越好。

4 結(jié)論

（1）考慮拉刀刀齒表面的織構(gòu)槽和工件圓弧效應(yīng)，建立了單齒拉削負(fù)載模型。

（2）考慮由工件長度引起的多齒接觸周期特性，得到了具有一般性的織構(gòu)拉刀拉削負(fù)載計(jì)算模型。

（3）仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在拉刀刀齒上開設(shè)織構(gòu)槽可以減小拉削負(fù)載，但是開設(shè)的織構(gòu)槽數(shù)量并非越多越好，而是存在一個(gè)最優(yōu)值。對于寬度b=16 mm的拉刀，設(shè)置4/5織構(gòu)槽降低負(fù)載效果最好。

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