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液压
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液压金属压块机设计,液压,金属,压块机,设计
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金属基于FEM和SPH的切口过程的数值仿真和分析* * *摘要通过使用有限元法和SPH，在金属材料的切削过程模拟和切割机制耦合方法中对其结构进行了分析。仿真结果表明，切削过程是一个塑性变形的过程，切削层材料由于刀具的挤压产生剪切滑移，产生挤压和摩擦，切割形成的冷却表层材料，是受塑性变形力的结果，形成残余应力;切削力迅速增大后减小，最终变化在一定范围内，最大有效应力在一定范围内处于不同的稳定切削阶段的最前沿。关键词：金属切削;数值模拟，有限元法; SPH方法.I.导言金属切削过程是一个复杂的加工工艺。它不仅涉及到弹性，塑性和断裂力学，而且涉及到摩擦学和热力学。切割质量受许多因素影响，如工具的形状，切削参数，切削热，切削刀具磨损等1。这是个非常不理想的定量分析和研究分析方法的削减机制。它浪费了实验检错工时，增加生产成本。作为金属切割新的研究方法，机制，计算机模拟方法更简便，高效。其中，有限元方法是使用最广泛的金属切削仿真方法，并得到了一些重大的成就2，3。有限元方法是一种网格方法。分离的标准和断裂准则的芯片要人为地设置在金属切削模拟过程中，或在切削变形区的网格中将被扭曲。这是不完全符合实际情况的一种方法。无网格法的发展提供了一个问题的有效解决方案。光滑粒子流体动力学（型号为SPH）是一种成熟的无网格方法。仿真模型建立与SPH离散粒子的产生，在这么大金属切削变形过程中可有效解决4-6。在连续介质的机械变形仿真中，有限元法的效率比SPH高，但不如在仿真过程中涉及到大变形，不连续的媒介。因此，文件模拟金属切削基于LS - DYNA中的软件程序进行有限元方法和SPH耦合。它补充了单一方法的缺点。II.基本原则的SPH方法在SPH中，仿真模型建立离散粒子。粒子的质量在固定的坐标系统中是固定的。因此SPH方法类似于拉格朗日方法。它的基本方程，也是能量守恒方程和固体材料本构方程。在SPH中流场物理描述的流动的粒子，设定其具有一定的速度。每个粒子是一个流场特性的插值点。整个解决方案可以得到由这些粒子组成的插值函数7，8。SPH的基础是插值原则9。任何宏观变量（如密度，气压，温度等）可以得到由粒子组成的无序的一整套插值。粒子的相互作用用插值函数表示。近似粒子功能 hf(x)= f(y)W(x-y,h)dy (1)其中W是内核函数（插值内核），它的表述如下： W(x,h)=(x) (2)其中d是空间维数，h是平滑的长度。辅助值是 (u)= C (3)其中C是一个正常化的常数。平滑长度H是计算效率和精度的具有重要影响的因素。为了避免负面影响，由于材料压缩和膨胀，变化平滑的长度是由W. Benz.决定的。平滑长度是动态的，随时间和空间变化。它随着粒子之间的距离的增加而增加。随着粒子之间的距离减少而减少。它的变化范围为 HMIN*h0hHIMAX*h0 (4)其中h0是初始平滑的长度。SPH粒子的影响范围是一个球形区域，其半径为h，在每个时间段内，这些粒子在该地区的。因此，必须执行搜索。桶搜索算法应用的分类方法是用于在SPH搜索的。如图1所示，第一，整个区域划分为一些次区域，然后在每个粒子及其邻区地区的搜查。通过使用搜索方法，计算大大减少。 图1 桶分类和本区域搜索III. 建模与仿真A FEM和SPH的耦合模型在这篇文章里，大变形的SPH粒子模型，以及工件小面积变形和刀具的建模与拉格朗日网格有关。图2显示了耦合SPH和拉格朗日网格.图2 耦合SPH示意图颗粒和拉格朗日网这个颗粒示意图左边的部分是SPH粒子.它的右边部分是拉格朗日网格。SPH粒子和拉格朗日网格是通过节点耦合面在LS- DYNA中。失败连合接触的标准10是+ (5)其中fu,fs,fu,fai,fs,fail是正应力，剪应力，正常的破坏应力和失效的剪应力，m1,m2分别是指数的正应力和剪应力。 SPH粒子 有限元网格为了减少计算时间，简化了仿真模型，如图3所示。工件是一个6毫米（长） 4毫米（高） 0.2毫米（宽）的长方体。有限元网格大小为0.1毫米。切削变形区是仿照与0.33毫米SPH粒子（半径）。刀具前角0为10 ，后角0为6 。B.材料模型工件材料是45号钢模型，适用于钢的物质模型有任意的压力与疲劳曲线和各向同性的塑性。疲劳比率使用考贝.西蒙斯模型解释。之间的应变率和屈服应力的关系10是 （6）其中是应变率，C和帕累托应变率参数，0是初始屈服应力和fn(peff)是有效的塑性应变硬化作用。刀具材料的硬质合金（YT5）。它的硬度和强度远高于工件。它被认为是弹性体。表1列出了刀具和工件，其中一些材料特性1.6有相应的屈服应力值，以及有效塑性应变值1.6 表一 磁特性刀具和工件 单位：kg-mm-ms弹性率(E) 泊松比密度() 应变率参数(C) 应变率参数(P) 123456 123456工件200 0.30 7.810-640 5 0.36 0.38 0.42 0.500.560.600.015 0.025 0.05 0.0750.10.15切割工具600 0.15 1.310-5 弹性率(E) 工件实际上也反映了固体颗粒颗粒附近的2h0边界（h0是初始平滑的长度），如图4所示。 虚拟的物理粒子和固体颗粒的数量对称于固定边界上。因此，虚拟粒子可以产生约束的固体颗粒。它使固体颗粒速度保持在零值，而无法穿透边界。 固体颗粒 虚粒子平滑的长度初步平滑长度图4 SPH对称平面模型IV. 仿真结果分析A. 切屑的形成本文对切割变形和45号钢的切屑的形成过程进行了模拟。切割速度VS是10米/秒，切削深度为0.5mm。从图 5（a）可以看出，存在于边缘之间的工具和切削层材料接触带有较大的接触应力。正好是658.6MPa。该值高于生产的45钢的强度。因此，在接触带的物质产生不可逆变形，其他区的材料仍然处于弹性状态。随着工具的不断移动，边上的工具和切削层逐渐增加接触面积。切割层材料堆积在刀面上。材料的内应力逐渐增加。如图所示5（b），小变形区有效应力远高于屈服强度。 (a) t=0.02ms (b) t=0.06ms (c) t=0.14ms (d) t=0.35ms 图5 变形过程中的切削层材料因此，在小变形区材料是塑料的状态。刀具切削材料和流动挤压后，在向上沿刀面程塑性状态推动材料。切屑的材料从表格可以看出，流出的主要变形区，如图所示5（c）。从图 5（d）可以看出，表面层的组成物质的内部结构发生变化，并存在于表层形成的残余应力。仿真过程表明，挤压和摩擦，切割形成的冷却表层材料是塑性变形力的结果，并形成残余应力。图 6显示了工件在金属切削过程中的最大有效应力变化曲线。可以看出，最大有效应力急剧增加的起步阶段。最高值在0.11ms时高达1.4GPa，然后下降。在这个时候切屑逐渐形成。最高有效应力变化，最终在1.21.4GPa。 时间（ms）图6 变化曲线的最大有效应力B. 切削力分析从图 7可以看出，切削力急剧增加，然后下降，最终在一定范围内变化。在金属切削过程中，随着接触面积刀具和切削层材料变化，切削力和在接触带的内应力增加物质逐渐增加。时间（ms）当内应力达到屈服强度时，材料产生剪应力，切屑从主要变形区域流出。它使切削力减少一点。材料屈服和切屑形成不断发生，因此减少在一定范围内的力波。C. 分析应力和应变刀具从动态模拟过程可以看出，首次切削存在着较大的接触应力。随着切割进行，材料变形向上沿刀面和前刀面挤压动作。在刀面最大接触应力点向上移动了。在切屑形成以后，最大有效的应力波在某一处达到最大值（如图所示8）。因此，切削刀具在0.2ms时磨损严重。刀面应力分布曲线如图所示 9，可以看出，切削刃接触点应力较大。这时达到最大值为0.4毫米，然后逐渐减小。 图8 0.2ms的有效应力分布距离前沿（mm）图9 0.2ms的应力刀面分布曲线图10显示在刀具表面的最大有效应力应变变化曲线。没有考虑到不正常的地方跳动曲线，可以看出，最大有效应力大幅增加至0.28GPa，并最终保持在0.35Gpa左右摆动。最高有效应变保持在0.03左右摆动。刀具的弹性变形很小。 时间（ms） （a）最大有效应力变化曲线 时间（ms）（b）最大有效应变变化曲线图10 刀具表面最大有效应力和应变的变化曲线V. 结论1）耦合的有限元方法和SPH补充了单一方法的缺点。仿真结果表明，它是在金属切削仿真有效的过程。2）切割过程是一个塑性变形过程，切削层材料产生的剪切滑移是由于刀具挤压。3）从切割的挤压和摩擦结果来看，在冷却的条件下，在材料表面层形成塑性变形，并最终形成残余应力。4）后形成的切屑，最高在一定范围的有效应力波的前沿。因此，切削刀具磨损严重。自述我最主要是向我的上司王教授致以深切的感谢，他不断的鼓励和指导我.没有他的一贯指导和启发，本文不可能达到目前的形式。我还衷心感谢我的朋友和我同学抽出时间给我帮助，并且帮助我在文章出现困难的期间指出我的问题。参考文献1 J.-Z. Lu, J.-N. Sun, The Theory of Metal Cutting and Cutting Tool, Beijing: Mechanical Industry Publishing House, 2001.2 S.-J Chen, Q.-L Pang and K. Cheng, “Finite element simulation of the orthogonal metal cutting process”, Materials Science Forum, no. 471-472, pp. 582-586, 2004. 3 A.-G. Mamalis, M. Horvath, A.-S. Branis, et al, “Finite Element Simulation of Chip Formation in Orthogonal Metal Cutting”, Journal of Materials Processing Technology, vol. 110, no. 5, pp. 19-27, Mar, 2001. 4 R. Vignjevic, J.-R. Reveles, “SPH in a total lagrangian formalism” CMES - Computer Modeling in Engineering and Sciences, vol. 14, no. 3, pp. 181-198, 2006. 5 W. Benz, E. Asphaug, “Simulation of Brittle Solids Using Smooth Particle Hydrodynamics”, Computer Physics Communications, vol. 87, no. 1-2, pp. 253-265, 1995.6 C. Antoci, M. Gallati and Sibilla, S, “Numerical simulation of fluid-structure interaction by SPH”, Computers & Structures, vol. 85, no 11-14, pp. 879-90, June-July,2007.7 M. Kikuchi, M. Miyamoto, “Numerical simulation of impact crush/buckling of circular tube using SPH method”, Key Engineering Materials, vol. 306-308, I, Fracture and Strength of Solids VI, pp. 697-702, 2006.8 L.-J. Zhu, Q.-M. Zhang, R.-R. Long, “SPH simulation of hypervelocity impacts”, Journal of Beijing Institute of Technology, vol. 13, no. 3, pp. 266-9, 2004.9 J.Limido, C. Espinosa, M.Salau
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