CBNANSYSLS-DYNA切削速度切屑形态刀具前角论文

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ansys中LS-DYNA2D金属切削模拟步骤

ansys中LS-DYNA2D金属切削模拟步骤在ANSYS Launcher界面中，选择ANSYS Mechanical/LS-DYNA1、菜单过滤Main Menu→Preprocessor→LD-DYNA Explicit→OK2、设置文件名及分析标题Utility Menu→File→change Jobname→2D cutting→New log and error file ：YES→OK Utility Menu→File→change Title→cutting analysis →OK3、选择单元类型Main menu→preprocessor→Element Type→Add/Edit/Delete→Add→2D solid 162→OK→options→选择const.stress ；Lagrangian→OK4、定义材料模型（1）定义刀具材料模型Main menu→preprocessor→Material Props→Material Models→rigid material→输入：DENS：5.2e3 ；EX：4.1e11 ；NUXY：0.3 ；选择“Y and Zdisps” ；“All rotati ons”→OK（2）定义工件Johnson-cook材料模型Main menu→preprocessor→Material Props→Material Models→Gruneisen→Johns on-cook→输入：DENS：7.8e3 ；EX：2.06e11 ；NUXY：0.3A：507；B：320；C：0.28；n；0.064；m=1.06D1：0.15；D2：0.72；D3：1.66；D4：0.005；D5：--0.845、创建几何模型（1）创建工件模型Main menu→preprocessor→Create→Areas→Rectangle→By Dimensions→输入：X1，X2：0，5；Y1，Y2：0，3→OK（2）创建刀片模型Main menu→preprocessor→Create→Keypionts→In Active CS→依次输入：keypoint number：5，X、Y、Z ：5.1，2.9，0；keypoint number：6，X、Y、Z ：6，3.228，0；keypoint number：7，X、Y、Z ：6，4，0；keypoint number：8，X、Y、Z ：5.294，4，0→OK6、网格划分（一）（1）对刀片进行网格划分Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Num/Pick→Apply→选取刀片边线→O KMain menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：10→OK （2）对刀尖半圆进行网格划分Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Nu m/Pick→Apply→选取刀尖半圆→O KMain menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：3→OK （3）确定刀片的单元属性Main menu→preprocessor→Meshing→Mesh Attributes→Picked Aeras→选取刀片→Apply→确定材料号和单元类型号为1→OK（4）刀片网格划分Main menu→preprocessor→Meshing→MeshT ool→Mesh：Aeras；shape：Tri；free →Mesh→选取刀片→OK（二）（5）对工件进行网格划分切分工件Utility menu →Workplane→Wp settings→Grid andT riad→Minimum ,maximum:-5, 5 ;Spacing:1.0→OK平移和旋转工作平面并用其切分工件Utility menu →Workplane→Offset wp by incremens→X，Y，Z offsets：0，2.5，0；XY，YZ，ZX angle：0，90，0→OK Mainmenu→preprocessor→Modeling→operate→Booleans→Divide→Areas by wkp lane→选取工件→OK取消工作平面显示Utility menu→workplane→Display workingplane→等分接触区域相关Y向线段Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Num/Pick→Apply→选取工件接触区Y向线段（两条）→OK Main menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：10→OK 等分接触区域相关X向线段Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Num/Pick→Apply→选取工件接触区X向线段（两条）→OK Main menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：40→OK 等分接触区域不相关Y向线段Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Num/Pick→Apply→选取工件接触区Y向线段（两条）→OK Main menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：25→OK 等分接触区域不相关X向线段Utility Menu→Select→Entities→Lines ：By Num/Pick→Apply→选取工件接触区X向线段（底边）→OK Main menu→preprocessor→Meshing→Size contrls→Manualsize→Lines→All lin es→NDIV：30→OK确定工件的单元属性Main menu→preprocessor→Meshing→Mesh Attribu tes→Picked Aeras→选取工件→Apply→确定材料号为2和单元类型号为1→OK工件网格划分Main menu→preprocessor→Meshing→MeshT ool→Mesh：Aeras；shape：Quad；mapp ed→Mesh→选取工件→OK7、建立partMain menu→preprocessor→LS-DYNA options→part options→create all part→O K(part1:刀具；part2：工件)Plot→parts（不同颜色显示单元）8、定义接触信息Main menu→preprocessor→LS-DYNA options→contact→Define contact→surface to surf；Eroding；静、动摩擦系数为0.15、0.10→OK→弹出contact options对话框，确定接触件（工件），目标件（刀片）→OK9、施加边界条件Utility menu→select→Entities→Nodes :By Location :X Coordinates→Min,Max: -0.01,0.01;Fro m Full→Apply（选中左侧边所有节点）Main menu→preprocessor→LS-DYNA options→Constraints→Apply→on nodes→pi ck All→All DOF→OKUtility menu→select→Entities→Nodes :By Location :Y Coordinates→Min,Max: -0.01,0.01;From Full→Apply（选中底边所有节点）Main menu→preprocessor→LS-DYNA options→Constraints→Apply→on nodes→pi ck All→All DOF→OK恢复整个模型的选择Utility menu→select→Everything10、对刀片施加初速度Main menu→preprocessor→LS-DYNA o ptions→Initial Velocity→on parts→w/No dal Rotate→选择part1，VX：-100→OK恢复整个模型的选择Utility menu→select→Everything11、设置能量控制选项Main menu→Solution→Analysis options→Energy options→打开所有能量控制选项→OK12、设置人工体积粘性选项Main menu→Solution→Analysis options→Bulks viscosity→Quadratic Viscosit y Coefficient:1.0→OK13、设置时间步长因子Main menu→Solution→Time controls→Time step ctrls→Time step scale facto r:0.6→OK14、设置求解时间Main menu→Solution→Time controls→Solution time→1e-3→OK15、设置结果文件输出步数Main menu→Solution→Output Controls→File output Freq→Number of steps→[EDRST]:50;[EDHTIME]:50→OK16、设置结果文件的输出类型Main menu→Solution→Output Controls→Output File Types→Add：ANSYS and LS -DYNA→OK17、输出K文件Main menu→Solution→Write jobname.K18、求解Main menu→Solution→Solve19、后处理（暂时不管。

CBN刀片硬车削GCr15轴承钢表面粗糙度的切削参数优化

CBN刀片硬车削GCr15轴承钢表面粗糙度的切削参数优化与圆柱磨削工艺相比，硬车削已发展成为一种加工硬化零件的经济方法。

通过硬车削工艺获得的表面粗糙度，尺寸和几何精度与通过磨削工艺获得的相似。

立方氮化硼（CBN）通常在硬车削中用作切削工具。

轴承衬套是使用硬度为60HRC的非常坚硬的材料制造的，这需要非常高的表面光洁度和精度。

表面粗糙度在轴承应用中起着至关重要的作用，硬车削可用于实现所需的高表面光洁度并保持紧密的公差和精度。

本文使用硬车床并选用CBN刀具在干燥条件下对淬硬的GCr15钢进行实验，以研究切削参数对表面粗糙度的影响，并通过田口矩阵方法获得了使表面粗糙度最小的最佳切削参数分析。

在最佳条件下获得的最小表面粗糙度为0.1492 mm，与磨削轴承衬套进行比较，发现硬车削轴承衬套的表面粗糙度要比磨削轴承衬套更好。

标签：硬车削;轴承衬套;切削参数;表面粗糙度使用CBN刀片可以轻松地完成硬度高达60-62HRC的工件材料的车削，并且在某些特定应用中，比磨削可以获得更好的表面光洁度。

硬车削在某些应用中被认为是替代选择，因为通过硬车削完成零件的生产步骤更少，并且能够去除材料至指定的公差，获得所需的表面光洁度。

CBN的硬度仅次于金刚石，是陶瓷的两倍，耐磨性几乎与金刚石相同，因为它比陶瓷好2至5倍，比碳化物好5至10倍。

因此，CBN可用于淬硬钢，各种钴、镍和铁基硬质合金的机械加工和精加工。

在硬车削中，大多数工件都可以轻松地加工完成，这是硬车削的主要优势之一。

切削参数取决于许多变量，例如材料类型，硬度，公差，表面光洁度要求和切削刀具几何形状。

在大多数情况下，取决于上述参数，可能有必要进行试验测试以找出给定应用的最佳条件。

田口法是找出改善表面质量的最佳参数的最佳方法。

实验中使用三个切削参数，分别是切削速度，进给量和三个切削深度。

通过使用田口矩阵方法选定切削条件实验，以获得最佳切削参数，实现轴承衬套组件上的最小表面粗糙度。

PcBN刀具硬态干切削条件对切屑形貌的影响

第23卷第1期超硬材料工程V ol.23 2011年2月SU PERH A RD M A T ERI AL EN GIN EERIN G Feb.2011 PcBN刀具硬态干切削条件对切屑形貌的影响邓福铭,刘瑞平,向兆兵,王强,陆绍悌,张丹,赵晓凯(中国矿业大学(北京)超硬刀具材料研究所,北京 100083)摘要:通过对P cBN刀具硬态干切削G Cr15轴承钢的试验研究,观察分析研究了不同切削条件对切屑形貌的影响。

结果表明,随着切削速度的增加,切屑锯齿化程度也越高,当切削速度大于200m/min时,切屑类似于挤裂状;随着进给量的增加,切屑的锯齿化程度越来越明显,且在进给量达到0.5mm/r时,切削产生严重变形;随着背吃刀量的增加,切屑的卷曲程度越大,但对锯齿化影响并不大,但当背吃刀量为0.05mm时,切削基本呈带状。

关键词:P cBN刀具;硬态干切削;GCr15钢;切屑形貌中图分类号:T G506.9;T Q164 文献标识码:A 文章编号:1673-1433(2011)01-0009-04Effects of cutting parameters of PcBN cutting tools on the chipsmorphologies in hard and dry cutting of GCr15steelsDEN G Fu m ing,LIU Rui ping,XIAN G Zhao bing,WANG Q iang,LU Shao ti,ZH AN G Dan,ZH AO Xiao kai(I nstitute of Sup er har d Cutting T ool M ater ials,China Univer sity ofM ining and T echnology,Beij ing100083,China)Abstract:T his paper pr esents a study on har d and dr y turning GCr15steel w ith PcBN cutting tool,and the relations betw een the cutting co nditions and the morpholog ies o f chipsobtained fro m the cutting experiments w ere researched.It is found that the degree of serrated chip was hig her with increasing the cutting speed,and the chips w er e m ore likely tocr ack squeeze w hen the cutting speed w as more than200m/m in.The degree of serratedchip w as mo re obvious w ith the increase of feed rate,and the chips disto rted serio uslyw hen the feed rate w as0.5m m/r.The degr ee of cr im p o f chips w as more serious with theincrease of depth of cut,but not m uch effect to the saw to oth,the mo rpholo gy becamezonal w hen the depth of cut w as0.05m m.Keywords:PcBN cutting too l;hard and dry cutting;GCr15bear ing steel;morpholog y ofchip*收稿日期:2011-03-18作者简介:邓福铭(1963-),男,中国矿业大学(北京)超硬刀具材料研究所所长,教授、博士生导师,长期从事超硬材料及超硬工模具的研究与开发。

基于LS_DYNA的枝条锯切过程研究

第39卷第5期2014年10月广西大学学报：自然科学版Journal of Guangxi University ：Nat Sci Ed Vol．39No．5Oct．2014收稿日期：2014-03-24；修订日期：2014-04-24基金项目：科技部科技型中小企业技术创新基金项目（11C26214505595）；广西科技攻关项目（桂科攻1103052）；南宁市科学研究与技术开发计划项目（2010003007A ）通讯作者：王小纯（1957-），男，广西南宁人，广西大学教授；E-mail ：xcw@gxu．edu．cn 。

文章编号：1001-7445（2014）05-0979-06基于LS-DYNA 的枝条锯切过程研究王小纯，魏倩，蒋连琼，王俊阳（广西大学机械工程学院，广西南宁530004）摘要：圆锯片在锯切绿篱枝条的过程中，需要保持高速旋转且会发生复杂变形，常规方法很难对锯切过程中圆锯片和绿篱枝条之间的相互作用进行观察和分析。

为了能够安全获得锯切过程中圆锯片瞬态变形和受力，更加细致地研究其锯切机理，尝试采用有限元法进行研究。

在ANSYS /LS-DYNA 模块中对锯切过程进行显式动力学模拟，可以清晰观察整个锯切过程并得到圆锯片受力大小随时间的变化图像，与实验数据对比的误差未超过5%。

对圆锯片齿尖上一点的位移进行测量，x 、y 方向的位移变化规律符合圆锯片的运动情况，z 方向的最大振幅不足1mm ，说明在锯切过程中圆锯片的动态稳定性较好。

对整个过程的研究表明，利用LS-DYNA 对圆锯片锯切枝条过程进行显式动力学模拟，可以克服常规方法的不足，清晰地展现整个锯切过程，并得到每个时刻的圆锯片受力及变形情况，对今后的相关研究提供了一种有效途径。

关键词：LS-DYNA ；圆锯片；锯切；枝条；模拟中图分类号：TH12；TH16；S776.274文献标识码：AＲesearch on sawing process of hedge branches based on LS-DYNAWANG Xiao-chun ，WEI Qian ，JIANG Lian-qiong ，WANG Jun-yang（College of Mechanical Engineering ，Guangxi University ，Nanning 530004，China ）Abstract ：In the process of cutting branches of a hedge ，the circular saw blades rotate at a high speed and will deform．It is difficult to observe and analyze interactions between circular saw blade and hedge branches in the cutting process by conventional methods．The finite element method was chosen to study the details of the sawing mechanism and to the transient deformation and stress of the saw blade safely．By dynamics simulations of the cutting process in the ANSYS /LS-DYNA module ，the cutting process was clearly observed and the force of the circular saw blades change over time was showed．Error of the force compared with the experimental data does not exceed 5%．By meas-uring the displacement of a point on the circular saw blade sharp it was showed that the displacement variations of x ，y direction complies with the movement of circular saw．The maximum amplitude of z direction is less than 1mm ，suggesting that the dynamic stability of the sawing process is good．This research shows that the dynamic simulation of cutting process by using LS-DYNA could over-come the deficiencies of conventional methods ，the whole cutting process can be revealed showed ，and the force and deformation of the circular saw blades of each time can be obtained．This work can serve as a reference for the related research in the future．Key words ：LS-DYNA ；circular blades ；cawing hedge ；branch ；simulation广西大学学报：自然科学版第39卷0前言由于雨水和光照等条件不同，南方绿篱一般比北方绿篱生长旺盛，枝条浓密、粗壮［1］。

ls-dyna金属切削教程

HGID 0
GRAV 0
ADPOPT 0
TMID 0
PID 1
ELFORM=12
*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY $ MID RO E PR SIGY ETAN FAIL 1 7.8000-03 2.0700+11 0.3000000 4.0000+08 0.0000000 0.0000000 $ C P LCSS LCSR VP $
PID 5 (刀具)
金属切削模拟
边界条件 :
$ PID=5; DOF=1=x; VAD=0=vel : 定义刀具（part 5）x方向速度 *BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION_RIGID $NID|NSID|PID DOF VAD LCID SF 5 1 0 1 1.0 *DEFINE_CURVE 1 0.00000, -30000.0 0.00001, -30000.0 0.00007, -30000.0 0.00071, 0.0 0.000085, 30000.0 1.00000, 30000.0
x 、z 方向约束

空材料void
工件
y
x x、y、z方向约束
工作台
PID 5 = 刀具 (Lagrangian Slave) PID 2 = 空材料（void） (Eulerian master) PID 1 = 工件 (Eulerian master)
PID 3 = 工作台
金属切削模拟
结果: 金属流动动画显示 (点击播放动画)
TDEL
1 物质（material） + 空材料（void） PID 2
EPS1 EPS2 EPS3 EPS4 EPS5 EPS6 EPS7 EPS8 0.0 1.0 10.0 $ YS1 YS2 YS3 YS4 YS5 YS6 YS7 YS8 5.0E8 8.0E8 8.0E8 $------------------------------------------------------------------------------*PART void part of the 3D elms, providing the space for the cut material to flow $ PID SECID MID EOSID HGID GRAV ADPOPT TMID 2 2 1 0 0 0 0 0 *SECTION_SOLID_ALE 2 12 *INITIAL_VOID_PART 2 指定 PID 2 到空 part

金属切削刀具前_后刀面摩擦状况的数值模拟

第22卷　第2期　2004年6月应用科学学报J OU RNAL OF APPLIED S CIENCESVo l.22,N o.2　June 2004　收稿日期:2003-01-11;　修订日期:2003-04-30基金项目:安徽省自然科学基金资助项目(01044107)作者简介:谢峰(1963-),男,安徽淮南人,副教授,硕士;刘正士(1947-),男,安徽合肥人,教授,博导. 文章编号:0255-8297(2004)02-0223-05金属切削刀具前、后刀面摩擦状况的数值模拟谢　峰,　刘正士,　杨海东(合肥工业大学机械与汽车工程学院,安徽合肥230009)摘　要:采用数值模拟技术,成功地模拟出了自由直角切削中刀具前、后刀面的摩擦状况,并模拟出切屑形成及计算出刀-屑摩擦面上接触对各节点的等效应力值;同时对有限元建模及计算过程进行了深入的阐述.通过剪切角的仿真计算结果和用快速落刀实验得到的实验数据的比较证实了该方法的可行性.关键词:金属切削;数值模拟;有限元法;刀具前、后刀面摩擦中图分类号:T G 113.26+4 文献标识码:AThe Numerical Simulation of Friction Status on the Rake Faceand Flank Face of Cutting ToolsXIE Feng ,　LIU Zheng -shi ,　YANG Hai -dong(S chool of M echanical and A utomobile Eng ineer ing ,H ef ei University of T echnology ,H ef ei 230009,china )Abstract :Based on the analysis of friction betw een the rake face of m etal-cutting tool and the chip as w ell as betw een the flank face of metal-cutting too l and the machined surface,the friction pr ocess and the chip forming in the tw o -dimensional metal cutting pr ocess are both num erically simulated by means of FEM softw are.T he equivalent str ess betw een the co ntacting nodes on the fr iction face of the chip-cutting to ol is calculated.The m odeling by FEM metho d and the calculat-ing process are also described.T hr oug h the com parison betw een the calculating results o f the simulation of the shearing ang le and the experiment data obtained by the rapid to ol -dr opped metho d,the feasibility of this method is confirm ed.T his m ethod is new and unique.Its applica-tio n will be helpful to the theoretical study of metal cutting and the design o f the cutting too ls.Key words :m etal cutting ;num erical sim ulation ;finite element method ;friction in the rake and flank face o f metal cutting 在机械制造的研究领域中,对金属切削过程的研究一直是国内外研究的热点和难点,其中刀具的前刀面与切屑之间的磨擦及刀具后刀面和工件已加工表面之间的摩擦,将对被切削金属的变形及切削刀具的磨损产生重要的影响[1,2].本文采用数值模拟技术,借助于国际上通用的大型有限元软件,来实现对金属切削刀具前、后刀面摩擦状况的动态模拟.应用该技术,可以在计算机上通过输入材料性能参数、建立有限元模型、加载、计算来真实地模拟出摩擦的整个过程,从而可得出摩擦区中应力场与应变场的变化,并可得出剪切角、切削力等参数,进而可对切削过程的参数进行优化,使金属切削过程的研究更加快捷、有效.因此,正确地模拟金属切削刀具前、后刀面的摩擦状况是对金属切削过程进行数值模拟及对切削刀具进行数字化设计的核心内容.1　刀具前、后刀面摩擦状况分析在塑性金属的切削中,切屑沿刀具前刀面流出时,由于受到挤压和剧烈摩擦,使切屑底层产生严重塑性变形.切屑与前刀面间的摩擦与一般金属接触面间的摩擦不同.切屑与前刀面接触部分划分为两个摩擦区域[3],如图1所示有黏结区和滑动区.图1　切屑和刀具前刀面摩擦情况示意图Fig .1　Fr ictio n bet ween chip andtoo l's r ake face 黏结区在近切削刃长度L f 1内,切削时由于高温(可达900°C)、高压(可达3.5GPa)的作用使切屑底层材料产生软化,切屑底层的金属材料黏嵌在前刀面上的高低不平凹坑中而形成黏结区.在黏结情况下,切屑与前刀面之间的摩擦不是一般的外摩擦,而是切屑和刀具黏结层与其上层金属之间的内摩擦.这摩擦实际就是金属内部的滑移剪切,它与材料的流动应力特性以及黏结面积大小有关,所以它的规律与外摩擦不同,其单位内摩擦力等于材料的剪切屈服强度 s .滑动区在切屑即将脱离前刀面时的L f 2长度的接触区内.在该区内切屑与前刀面间只是凸出的金属点接触,因此实际的接触面积远小于名义接触面积.滑动区的摩擦称为外摩擦,其外摩擦力可应用库仑定律计算.由此可见,切屑与前刀面间的摩擦是由内摩擦和外摩擦组成.通常以内摩擦为主,内摩擦力约占总摩擦力的85%.经测定在黏结区内单位切向力基本上是不变的,它等于材料的剪切屈服强度s .黏结部分之外为外摩擦,该处的单位切向力由 s 逐渐减小到零.在黏结、滑动区域内正应力是变化的,近切削刃处正应力最大,离切削刃越远,正应力越小,逐渐减小到零. 、的分布见图1所示.令!代表前刀面上的平均摩擦系数,则按内摩擦的规律!=F f F n = s A f 1 av A f 1=s av(1)式中:A f 1为内摩擦部分的接触面积; av 为平均正应力; s 为工件材料的剪切屈服强度.此外,切削时由于切削刃口前方切削层内出现了复杂的塑性变形区域,以及工件已加工表面层的回弹,使刀具的后刀面与工件的已加工表面间发生强烈的挤压和摩擦.刀具的后刀面与已加工表面间的摩擦一般为外摩擦,摩擦力可应用库仑定律来计算,其大小比前刀面的摩擦力要小很多.由上述分析可知,刀具前、后刀面的摩擦,特别是刀具前刀面的摩擦有其特殊性,正确了解刀具前、后刀面的摩擦状况是对其进行数值模拟的关键.2　有限元建模要进行刀具前、后刀面摩擦状况的数值模拟需考虑的因素很多,其中主要的有以下三个方面:首先,在切削过程中,被剪切工件材料由弹性变形,到塑性变形,最后被撕裂并脱离已加工表面形成切屑,随后切屑沿前刀面流出时由于受到挤压和摩擦,还要发生进一步塑性变形,所以,整个切削过程是一个非常复杂的非线性问题.材料模型既有弹性变形,又有塑性变形.因此,就材料的非线性而言,我们要考虑其屈服准则、流动准则及强化准则[4].通用的屈服准则是Von M ises 屈服准则,其描述方式为:“材料处于塑性状态时,等效应力是一不变的定值.”用公式可表示为[5]-= s(2)即( 1- 2)2+( 2- 3)2+( 3- 1)2=2 2s(3)式中 -为等效应力; s 为材料的屈服应力; i 为材料的第i 主应力(i =1,2,3).在金属切削中,伴随大量切削热的产生,工件材料遵从应变硬化热软化模型[6],等效应力应变曲线表现为应变硬化后,继之为应变(热应变)软化.材料在热软化的过程中出现了流动性,单个塑性应变分224 应　用　科　学　学　报22卷　量∀pl x、∀pl y的发展方向则通过流动准则来描述,其表达式为{d∀pl}=#{ Q}(4)式中:∀pl为材料的塑性应变;#为塑性增量系数;Q为决定材料应变方向的应力函数.屈服准则随塑性应变的发展可用两种强化准则来描述:等向强化及随动强化.本研究中选用多线性等向强化准则(M ISO).等向强化准则可表达为1-3 =Y(5)式中Y为塑性功的函数.其次,在切屑形成过程中,切屑中单元位移的改变和单元取向的改变会改变整体模型的刚度,这是一个几何非线性问题,它包括大应变和大扰度.大应变公式表达为{U}={x}-{X}(6)式中:{U}为位移矢量;{x}为变形的位置矢量;{X}为未变形的位置矢量.大扰度公式表达为[∀]=[V]-[I](7)式中:[∀]为小(工程)应变;[V]为扩展矩阵;[I]为3×3的特征阵.由此,可以通过基于上述两式的大应变效应方程来迭代出一个正确的解.3　计算过程3.1　材料模型建立在金属切削过程中,被切削金属的变形主要是塑性变形,材料的行为是非线性的,因此正确确定工件材料的构成模型是成功地模拟金属切削中切屑形成的关键.经过比较,我们认为就本研究而言,选用多线性等向强化(M ISO)来构筑应力应变曲线更为合适.为了使数值模拟更具有代表性,选取硬质合金WC-TiC-Co(YT15)作为刀具材料,其弹性模量E =550GPa,泊松比!=0.3.由于刀具在切削过程中只进行弹性分析,不涉及塑性问题,故刀具材料不必输入应力-应变曲线.而工件材料由于在切削过程中既有弹性变形,又有塑性变形,最后被撕裂而形成切屑,所以必须建立一个正确的应力-应变关系才能完成以上过程,对于工件材料可知,当其应力达到屈服点时,材料发生塑性变形,随后开始进入强化阶段,应变逐渐增大,应力也逐渐增大.当应力突破极限应力时,材料出现了不稳定性,开始热软化,随着应变的进一步增大,其能承受的应力急剧下降.在工件材料模型中,极限点之前的一些数据取自材料手册,但热软化部分代表点的应力为极限应力的一半,而应变为极限应变的两倍[6].取工件材料为A3钢,其弹性模量E=210GPa,泊松比!=0.3,极限应力b= 520M Pa,屈服应力s=320M Pa,极限变形20%,屈服应变∀s=1500!∀.根据以上分析的材料模型,其应力-应变曲线如图2所示.图2　工件材料的应力-应变曲线Fig.2　St ress to str ain fo rw or kpiece's mat eria l3.2　接触类型选择由前述可知,切削时刀具与切屑和已加工表面之间存在摩擦,在数值模拟中此为接触问题,接触问题是一种高度的非线性行为,需要较大的计算资源.这里有两个方面的难点需要加以克服:首先接触区域接触面之间何时是接触的,何时分离,这在建模时要考虑进去;其次接触面之间存在摩擦问题,特别是在本研究中,在接触区域,摩擦类型较为复杂,特别是在刀-屑摩擦对中,如何界定滑动摩擦和黏接摩擦的区域范围,这直接影响到建模的精度.接触问题有两种基本类型:刚体对柔体的接触,柔体对柔体的接触.在金属切削中,由于刀具的强度远比工件的强度高,因此刀具一般被视为弹性体,而工件则被当作弹塑性体,故这里将切削中的接触总是定为刚体对柔体的接触问题,这与实际的切削过程是相吻合的.3.3　接触方式的选择及创建接触对所使用的软件提供了三种接触方式:点-点,点-面,面-面的接触.对于不同的接触方式,所用软件又提供了不同的接触单元,以对所解决的问题分类处理.在刀具与切屑底层的接触中,可以看作是一个典225　2期谢　峰等:金属切削刀具前、后刀面摩擦状况的数值模拟型的面-面接触.面-面接触是通过覆盖在分析模型接触面之上的一层接触单元来实现的.下面就面-面接触单元的一些特征作一些介绍:刚体-柔体间的面-面接触单元有两类,一类是目标单元,它覆盖在刚性面接触区,另一类是接触单元,它覆盖在柔性面接触区.在本研究中,目标单元选择T ar ge169,接触单元选择Conta172.一个目标单元和一个接触单元叫作一个“接触对”,程序通过一个共用的实常数号来识别“接触对”.面-面接触单元支持低阶和高阶单元,支持有大滑动和有摩擦的大变形,并且对刚体表面的形状没有限制.另外,它还允许多种建模控制[4].对于大多数接触问题,都可以通过接触向导来建立接触对.在建立接触对之前,应给可能成为接触面的所有部分划分网格.本研究要建立刚体-柔体的接触模型,那么在进入接触向导之前,需给要成为柔体接触面的部分(即被切削层和工件)及刚体接触面的部分(即刀具)划分网格.在金属切削模型中,应定义两对接触对,一对是刀具前刀面和可能的切屑底层;另一对是刀具后刀面和可能的已加工表面.在两对接触对中,刀具前刀面和后刀面为目标单元,而切屑底部和已加工表面为接触单元.3.4　摩擦类型的控制如前所述,刀具前刀面和切屑底面之间的摩擦分为两个区域,靠近刀尖处为黏接区,较远的为滑动区.这两个区域的大小和边界在一些资料上并没有给出有效的界定方法.我们知道,在黏接区材料基本上处于塑性状态,由材料模型知,此时材料承受的剪应力较大;在滑动区,材料变形后出现冷作硬化.以切削条件,特别是切削速度、刀具和工件材料为基础,可指定这些接触面相应的长度和摩擦系数.综合一些资料[5,7],刀-屑摩擦面的接触长度约为切削层中剪切面的长度,其中黏接区大约占总接触长度的1/2,而滑动区为总接触长度的1/2.在数值模拟中将黏接区的摩擦系数设为1(此即表示内摩擦),滑动区的摩擦系数设为0.2.在刀具后刀面与工件已加工表面的摩擦对中,也将其摩擦系数取为0.2.在计算中,我们以自由直角切削来建立有限元模型,由此金属切削过程的变形为二维的平面变形.刀具几何参数为:前角10°,后角8°.在刀具右端加水平向左的位移,刀具在给定的速度和不同的位移边界条件下向左移动,形成切削过程.通过计算软件的解算器进行综合计算.切屑与产生的已加工表面间的对应节点在初始时是联系在一起的,我们选取的分离准则为Von M ises 分离准则(等效塑性应变).随着刀具的位移,刀尖前面的节点对产生塑性应变,在每一时步,计算出对应节点的应变,当等效塑性应变值达到分离准则值时,节点对分开.随着节点对的连续分离,就形成了切削过程.同时在计算程序中,选择扩展的拉格朗日接触算法、足够小的时间步长及牛顿-拉普森平衡迭代,便可数值模拟出刀具前、后刀面的摩擦状况.4　结果分析4.1　计算结果计算结束后,计算结果便写进了所用软件的中心数据库中,用户可以通过其通用后处理器和时间历史后处理器来提取计算结果.计算结果一般包括以下几个部分:节点应力、节点位移、节点应变、接触面的接触负载等.图3所示为用数值模拟的方法模拟出的二维金属切削过程及刀具前、后刀面的摩擦状况.图中可明显地看出切削层的变形区.图3　数值模拟出的二维金属切削过程Fig .3　T w o-dim ensio nal met al cutting pro cessby simulaion 提取刀-屑摩擦面上接触对各节点的等效应力值,将各点的应力值作为纵坐标,点到刀尖的距离(图中用刀具前刀面上沿接触长度上的节点顺序号来表示)作为横坐标,得如图4. 图4清楚地表明了前刀面上等效应力和刀尖距离之间的分布关系.在切削刃处,刀具的等效应力最大,在接触长度的粘接区内急剧下降,在接触长度的滑动区内下降较为平缓,但接触长度之外它逐渐减小到最小值.此计算结果与图1所示刀具前刀面所受正应力的分布曲线是相吻合的.4.2　实验验证为了验证用上述有限元方法数值模拟出的切削226 应　用　科　学　学图4　刀具前刀面上各点的等效应力与其距刀尖距离的关系Fig.4　Relatio nship betw een the no de's equivalent st ress along the rake face and t he distance to too l's tip过程的正确性,我们选择剪切角参数来对计算结果进行验证.剪切角∃是剪切滑移面与切削速度间的夹角,剪切角的大小直接反映了切削变形的大小.是研究金属切削过程中一个很重要的参数.通过上述数值模拟可以观察到切削过程中剪切角的形成,如图3所示.图中可明显地看出切削层的第一变形区,由此,根据剪切角的定义,并借助于其他软件测量出的剪切面与水平方向(即切削速度方向)的夹角则为通过有限元法计算出的剪切角的大小.基于以上的研究,保持切削过程中的其他因素不变,在-5°～+20°之间设置不同的刀具前角,建立了不同的切削仿真模型进行计算,测得剪切角的变化范围为42°～57°.同时进行了快速落刀实验[8],来实际地测量出在上述计算的刀具几何条件下剪切角的大小.快速落刀实验是把刀具突然离开切削区以“冻结”退刀瞬时的切削状况,让切屑留在工件上,然后将切屑连同工件切下,制成金相标本,在金相显微镜下研究切削的瞬时状态并可测量出实际剪切角的大小,具体数据如下表:表　不同前角时计算与实验得出的剪切角Tab.　Shear ing ang les g ot ten by calculat ion andex per iment o n dif fer ent r ake ang les前角-5°5°15°20°计算得出的剪切角42°49°52°57°实验得出的剪切角41°47.5°51°56° 将表中有限元的计算结果和实验数据进行比较,发现两者表现出较好的一致性,这说明本文所提出的用有限元方法来数值模拟金属切削刀具前、后刀面摩擦状况具有可行性,并且其精确度也是可信的.5　结论与展望本文采用数值模拟技术,将自由直角切削的切削过程中刀具前、后刀面的摩擦状况,通过基于国际通用大型有限元软件,精确而生动地模拟出来,并模拟出切屑形成及计算出刀-屑摩擦面上接触对各节点的等效应力值.利用得出的切屑及工件已加工表面作用在刀具前、后刀面上的应力边界条件,对刀具进行了有限元分析,且可对刀具的几何参数进行优化,使刀具前、后刀面的摩擦状况的数值模拟与刀具的几何参数优化紧密地联合起来,以利于更好地将研究成果用于工程问题的分析中.为了检验数值模拟的正确性,用该方法计算出剪切角.比较计算结果和实验结果,可以看出该方法是有效的,同时说明利用这种方法来模拟刀具前、后刀面的摩擦状况是可行的.通过本文所采用方法对刀具前、后刀面摩擦状况的数值仿真和对刀-屑摩擦面上接触对各节点的等效应力值分析的成功尝试.可以相信,数值模拟方法,作为当前计算机辅助工程系统的一个重要的组成部分,必将成为金属切削理论研究和刀具产品开发领域中一种更为有效和可靠的研究方法.参考文献:[1]　奥斯塔费耶夫B A[苏].刀具动态强度计算[M].北京:机械工业出版社,1982.34-75.[2]　臼井英治[日].金属加工力学[M].北京:国防工业出版社,1984.277-287.[3]　周泽华.金属切削理论[M].上海:上海科学技术出版社,1992.59-65.[4]　A NSY S.V ersion 5.5document atio n[R].A NSY SInc,Inc1998.[5]　黄华.切削力学[M].北京:机械工业出版社,1992.55-64.[6]　Xie J Q.有限元分析建模和模拟金属切削时剪切区切屑形成[J].吴希让译.国外金属加工,1999,(2):41-52.[7]　K ug Weo n Kim,Hy o-Cho l Sin.F inite ElementM etho d and T her mo-V isco plastic Cut ting M odel inM anufactur ing Systems[M].N ew Y or k:CR C Pr ess,2001.24-30.[8]　袁哲俊.金属切削实验技术[M].北京:机械工业出版社,1992.17-19.227　2期谢　峰等:金属切削刀具前、后刀面摩擦状况的数值模拟。

基于LS-DYNA的碗形砂轮端面磨削加工的三维仿真研究

件，可假定磨削过程磨粒始终保持锋利，无磨故且
损。
（）圆端面磨削时，轮同时做旋转和平动，５外砂
者的相对运动使材料发生破坏并产生切屑，此侵据
彻模型来模拟磨削过程，进行应力分析。
＝
几何模型由碗形砂轮基体、粒和工件组成，磨本文
磨削加工的本质仍然是磨粒的切削作用。一方面，工件表面的形成可看作是各个独立磨粒参与
磨削结果的总和；一方面，用端面磨削方法，另采砂轮与工件接触面积较小，轮表层只有少数磨粒真砂
１３工件材料本构模型的建立．
工件做旋转运动，按照动力学问题处理，真时不若仿
但速度的加载会很复杂，且工件质量未知。因此而可假定工件不动，轮磨粒以一定速度 “ 彻 ” 件砂侵工表层，最终去除材料并形成切屑，磨削过程视为非将线性接触问题并依此建模，样符合实际磨削过程这且有利于数值计算，可得到较好的仿真效果。
颗磨粒磨削的有限元模型，在不同磨削参数下对并
磨削过程进行了仿真。该方法具有便捷高效的优
点，所得结论可应用于磨削机理的研究和磨削工艺参数优化，具有一定的参考价值。

在切削过程中建模与仿真刀具的磨损

在切割过程中建模与仿真刀具的磨损摘要对于研究了不同刀具的磨损类型实验和分析方法仍然是主要方式。

数值方法和模拟的快速进步，联系到越来越强大的计算机的存在可能会使用有限元法研究刀具磨损。

这项工作的主要目的是提出一种新的方法来预测在切割过程中刀具磨损的操作。

特别是，能源的消耗，连接刀具磨损量与摩擦消耗所使用的能量。

另外，在诱导切削残余应力和由于磨损的机理使工具几何形状变化之间的相互作用做调查。

为了进行这项研究中，它被提交到刀具磨损的测量实验中，特别是在失量切割中。

正交切削操作使用商用有限元软件ABAQUS/ Explicit的数值模拟。

由Elsevier B.V. 发布。

根据第14届CIRP大会上的国际科学委员会负责选择和同行审查在会议的人的加工操作。

关键词：刀具磨损;数值模拟;切割;切屑形成;1.介绍、刀具磨损在加工操作中对经济有很大的影响同时也影响表面加工完整性。

事实上，刀具磨损影响刀具寿命和最终产物中的残余应力的质量。

对于这些raisons对刀具的磨损很多调查都能在文献[1-2-3]中找到。

刀具在正交切削下的磨损模拟的开发要么是验证磨损的机理。

要么是在这些模拟中，研究人员往往会更好地理解刀具磨损的残余应力对最终产物的影响[4]。

在一些研究[5-6]的在一个子程序实现刀具磨损模型，是相对的像磨损和扩散特定的磨损机理磨损。

因此，在本次调查中，具体机制被认为在很大程度上影响了磨损现象。

事实上，刀具的磨损受几个不同类材料的附着力、侵蚀、腐蚀、磨料和断裂。

在切割过程中，刀具几何形状的改变受刀具磨损的影响。

此更新的刀具几何形状主要是参照，在数值仿真，通过该工具面节点的运动[7]。

这个方法是使用一个特定的子程序的评估切削变量，如温度，正常压力，并且在正交切削模拟中每个节点工具滑动的距离。

在这之后，其他子程序启动征收节点的运动。

现有磨损模型可分为两个类型：第一种是切削参数、刀具寿命型，这样的泰勒公式，第二个是切割过程中的变量通常是基于一个或若干磨损机制[8]。

切削参数对切屑变形的影响

切削用量对切屑变形的影响：切削速度：切削塑性金属材料时，切削速度对切削变形的影响呈波浪形；进给量：进给量增大，则切削厚度增大，切削变形减小，变形因数减小；背吃刀量：对切屑变形的影响较小。

切屑卷曲和折断机理：切屑沿刀具前面流出的过程中，受到前面的挤压和摩擦而进一步变形，使得切屑底部被挤而伸长，切屑背面相对缩短，切屑就自然会逆时针卷曲。

如果刀具的前角较小，则切屑流出过程中受到的挤压和摩擦变大，切屑就会卷得更紧。

切屑卷曲过程中，若切屑中的弯曲应力达到材料的弯曲强度极限，则切屑就会自行折断。

切屑卷曲与折断的机理解释①自由切屑的卷曲机理由于前刀面和剪切面上对切屑的作用力大小相等，方向相反，但是不共线，因而产生了弯矩，导致切屑卷曲。

（刘培德）②受控切屑的卷曲机理图1-12a为带倒棱的全圆弧形卷屑槽的卷屑机理，图1-12b为直线形卷屑槽的卷屑机理。

都采用卷屑槽的方式实现切屑卷曲的控制。

③切屑折断的机理图1-13分别为螺卷屑、发条状屑和C形屑折断的机理，其主要原因是由于切屑环的内侧拉应力大于切屑材料的弯曲应力极限。

影响切屑卷曲和折断的主要因素：工件材料性能：工件材料的屈服极限、弹性模量越小，塑性越低，越易折断；切削用量：切削厚度小，背吃刀量大，切削速度高，断屑难；刀具前角：前角小，变形大，易折。

影响切削力的因素：工件材料的影响（系数CF 或单位切削力kc体现）工件材料的强度、硬度、塑性和韧性越大，切削力越大。

（二）切削用量的影响背吃刀量ap↑→Ac成正比↑，kc不变，ap的指数约等于1，因而切削力成正比增加；进给量f↑→Ac成正比↑，但kc略减小，f 的指数小于1，因而切削力增加但与f 不成正比。

速度v 对F 的影响分为有积屑瘤和无积屑瘤两种情况，在无积屑瘤阶段，v ↑→变形程度↓→切削力减小切削温度的分布规律：1.剪切面上各点的温度基本一致;2.前、后刀面上的最高温度都处于离刀刃一定距离的地方；后刀面的温度降低和升高在极短时间内完成；3.在剪切区域内，垂直于剪切方向上的温度梯度较大；垂直于前刀面的切屑底层的温度梯度较大；4.工件材料塑性越大，前刀面与切屑的接触长度越长，温度分布越均匀；工件材料脆性越大，最高温度所在的点离刀刃越近；工件材料导热系数越低，前、后刀面上的温度越高。

CBN刀具的韧性

CBN刀具的韧性导读：毋庸置疑，目前，CBN刀具在黑色金属加工领域，是耐磨性能最好的刀具材料。

而且随着研究的进步，CBN刀具适应各种高硬度复杂材料的加工，华菱HLCBN新研制的CBN刀具牌号，可以加工HRC70以上硬度的碳化钨，在国内尚属首例。

但同时，CBN刀具相比硬质合金材料刀具，其脆性大是不争的事实。

那么如何加强CBN刀具的韧性，怎么用可靠的韧性来保证使用的经济型呢？这也刀具用户最关心的问题之一。

一，影响CBN刀具韧性的因素1，原材料的纯度及合理的粒度配置是CBN刀具的韧性最基本保证，在此不再赘述。

（详见立方氮化硼刀具生产及制造方法）2，刀具负倒棱以及刃口微观处理：实测当CBN刀具的倒棱角度从-5°变化到-20°时，切削力出现先减小后又稍有增大的趋势，而切削力直接考验了刀具的韧性。

华菱超硬认为，虽然随着倒棱宽度和角度增大，有利于增加CBN刀具的韧性，但并不能一概而论；具体到加工材质不同（铁屑形状与切削力的形成不同），加工余量、走刀量等都影响负倒棱之于刀具韧性的微观变化。

华菱超硬一般会根据用户的具体加工情况“量体裁衣”选择，这是国外超硬刀具厂家所不能做到的。

当然，如何改进CBN刀具的韧性也是从以上两点反复验证，其中第一条直接决定了CBN刀具的韧性梯度。

二，CBN刀具的韧性在使用中的案例体现1，以华菱超硬BN-S10牌号为例，它不仅可以断续切削淬硬钢，也可以大余量切除工件的淬硬层，但前提是并没有牺牲刀具的耐磨性，这是与市场上的CBN 刀具最大的不同，“耐磨性与抗冲击性的完美平衡”是HLCBN品牌屹立于世界超硬刀具行业的原因之一。

2，刀具的韧性与耐磨性的辩证在机械加工过程中，刀片碎裂、崩刀造成的刀具成本增加是不容忽视的问题，但是刀片碎裂并不一定是刀片的韧性差，也可能是刀具的耐磨性能不足引起，（原因见“立方氮化硼刀片的寿命与耐磨性”）综述：CBN刀具作为脆性超硬刀具材料，韧性是其最基本的保证，但我们不能因为一味的追求其韧性，而丧失了它的超硬材料特性--耐磨性，作为超硬材料的研究者，我们应该反思总结，避免使超硬刀具研究走向另外一个极端。

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基于有限元方法的单颗CBN磨粒珩削特性分析
【摘要】珩齿加工作为齿轮表面的光整加工,对被加工齿轮的齿面质
量及使用寿命有着直接的影响。但珩齿加工过程经常存在着齿形精度
低、切削效率低、误差修正能力弱等缺点,因此对珩齿过程的研究非
常必要。珩齿主要依靠珩轮表面的CBN(立方氮化硼)磨粒对被加工齿
轮进行挤压和切削。因此CBN磨粒的切削过程,直接影响着被加工珩
轮的质量和性能。而且随着现代切削加工向高质、高效、精密、智能
化的方向发展,对刀具和被切削工件的材料和性能有了更高的要求,
对切削过程的研究更为重要。在前期研究的基础上,本文对珩齿过程
中珩轮表面的单颗CBN磨粒的切削特性进行了分析研究,具体内容如
下：1)利用大型有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA的非线性动力学理论,
仿真单颗CBN磨粒对45钢的切削过程。单元采用8节点的线性三维
实体Solidl64单元,并应用单点积分的Lagrange算法建立切削加工
的三维显式动力分析有限元模型。模型采用Johnson-Cook塑性模型。
对单颗CBN磨粒及工件进行合理的网格划分,既可减少CPU时间,又避
免了因网格划分不合理而产生的网格畸变等问题。同时还需对单颗
CBN磨粒及工件进行合理的约束及附加载荷,约束不合理... 更多还
原

【Abstract】 Gear honing as gear surface entire processing
has a direct influence on the quality of gear tooth’s and
service life. But gear honing always has many shortcomings,
such as the tooth profile low, honing efficiency low, error
correction ability weak and so on, therefore the study of top
gear is very necessary. Gear honing mainly rely on grits of the
surface of gear honing wheels to squeezing and honing gears.
So the honing process of single CBN (cubic boron nitride) grit
has a direct influence on ... 更多还原

【关键词】 CBN； ANSYS/LS-DYNA；切削速度；切屑形态；刀具
前角；
【Key words】 CBN； ANSYS LS-DYNA； honing velocity； scrap
shape； rake angle；
摘要 4-6
ABSTRACT 6-8
第一章绪论 11-27
1.1 珩齿加工工艺 11-15
1.1.1 珩齿加工工艺发展概述 11
1.1.2 珩齿加工原理 11-13
1.1.3 珩齿加工的特点及分类 13-15
1.2 珩齿工艺系统 15-21
1.2.1 传统珩齿加工 16-17
1.2.2 珩齿加工的现状及应用 17-21
1.3 硬齿面齿轮的应用及技术现状 21-23
1.3.1 硬齿面齿轮的应用 21-22
1.3.2 硬齿面齿轮制造技术现状 22-23
1.4 斜齿外珩轮的加工机理 23-24
1.5 本课题研究的背景、意义及主要工作 24-27
第二章金属切削概述及数值模拟技术的发展 27-41
2.1 金属切削机理及国内外现状 27-30
2.1.1 切削加工原理及过程 27-29
2.1.2 切削加工的国内外研究现状 29-30
2.2 金属切削变形的力学分析 30-34
2.2.1 金属切削过程的三个变形区 30-32
2.2.2 影响切削变形的因素 32-33
2.2.3 刀具材料新性能 33-34
2.3 数值模拟技术的应用及发展概况 34-38
2.3.1 虚拟设计方法的产生和发展 35-36
2.3.2 数值模拟法在金属切削过程中的优势 36-37
2.3.3 有限元法在金属塑性加工中的应用 37-38
2.4 有限元方法的理论意义 38-41
第三章金属切削过程的摩擦、力学及温度场理论 41-49
3.1 金属切削过程的接触特性及摩擦状态 41-43
3.1.1 刀具与切屑的接触状态 41-42
3.1.2 刀具与切屑接触区摩擦状态的特点 42-43
3.1.3 刀具与切屑接触区对切削加工的影响 43
3.2 弹塑性理论概述 43-45
3.2.1 弹性力学理论 43-44
3.2.2 塑性力学理论 44-45
3.3 金属切削温度场理论 45-49
3.3.1 金属切削温度场的意义 45-46
3.3.2 金属切削温度场的方法 46-47
3.3.3 金属切削温度场研究概述 47
3.3.4 切屑、工件和刀具的温度分布 47-49
第四章不同切削速度对切屑形态的影响 49-65
4.1 切削过程中有限元建模 49-51
4.1.1 模型的建立 49-50
4.1.2 工件与刀具的材料特性 50
4.1.3 单元类型及网格划分 50-51
4.1.4 接触类型、边界条件及载荷的定义 51
4.2 有限元分析的求解设置 51-52
4.3 数值模拟结果及分析 52-62
4.3.1 切削变形及切屑形成 52-53
4.3.2 不同速度的切屑形态及分析 53-56
4.3.3 不同速度的温度分布及分析 56
4.3.4 切屑形态与切削速度及温度的关系 56-62
4.4 本章小结 62-65
第五章不同刀具前角对切屑形态的影响 65-77
5.1 不同刀具前角的切屑形态及分析 65-69
5.1.1 三维切削的分析模型 65-66
5.1.2 不同刀具前角的切屑形态 66-69
5.2 不同刀具前角的温度分布及理论分析 69-75
5.3 仿真结论与分析 75
5.4 本章小结 75-77
第六章总结和展望 77-79
6.1 总结 77-78
6.2 展望 78-79
参考文献