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Benz.決定的。平滑長度是動(dòng)態(tài)的，隨時(shí)間和空間變化。它隨著粒子之間的距離的增加而增加。隨著粒子之間的距離減少而減少。它的變化范圍為 HMIN*h0hHIMAX*h0 (4)其中h0是初始平滑的長度。SPH粒子的影響范圍是一個(gè)球形區(qū)域，其半徑為h，在每個(gè)時(shí)間段內(nèi)，這些粒子在該地區(qū)的。因此，必須執(zhí)行搜索。桶搜索算法應(yīng)用的分類方法是用于在SPH搜索的。如圖1所示，第一，整個(gè)區(qū)域劃分為一些次區(qū)域，然后在每個(gè)粒子及其鄰區(qū)地區(qū)的搜查。通過使用搜索方法，計(jì)算大大減少。 圖1 桶分類和本區(qū)域搜索III. 建模與仿真A FEM和SPH的耦合模型在這篇文章里，大變形的SPH粒子模型，以及工件小面積變形和刀具的建模與拉格朗日網(wǎng)格有關(guān)。圖2顯示了耦合SPH和拉格朗日網(wǎng)格.圖2 耦合SPH示意圖顆粒和拉格朗日網(wǎng)這個(gè)顆粒示意圖左邊的部分是SPH粒子.它的右邊部分是拉格朗日網(wǎng)格。SPH粒子和拉格朗日網(wǎng)格是通過節(jié)點(diǎn)耦合面在LS- DYNA中。失敗連合接觸的標(biāo)準(zhǔn)10是+ (5)其中fu,fs,fu,fai,fs,fail是正應(yīng)力，剪應(yīng)力，正常的破壞應(yīng)力和失效的剪應(yīng)力，m1,m2分別是指數(shù)的正應(yīng)力和剪應(yīng)力。 SPH粒子 有限元網(wǎng)格為了減少計(jì)算時(shí)間，簡化了仿真模型，如圖3所示。工件是一個(gè)6毫米（長） 4毫米（高） 0.2毫米（寬）的長方體。有限元網(wǎng)格大小為0.1毫米。切削變形區(qū)是仿照與0.33毫米SPH粒子（半徑）。刀具前角0為10 ，后角0為6 。B.材料模型工件材料是45號鋼模型，適用于鋼的物質(zhì)模型有任意的壓力與疲勞曲線和各向同性的塑性。疲勞比率使用考貝.西蒙斯模型解釋。之間的應(yīng)變率和屈服應(yīng)力的關(guān)系10是 （6）其中是應(yīng)變率，C和帕累托應(yīng)變率參數(shù)，0是初始屈服應(yīng)力和fn(peff)是有效的塑性應(yīng)變硬化作用。刀具材料的硬質(zhì)合金（YT5）。它的硬度和強(qiáng)度遠(yuǎn)高于工件。它被認(rèn)為是彈性體。表1列出了刀具和工件，其中一些材料特性1.6有相應(yīng)的屈服應(yīng)力值，以及有效塑性應(yīng)變值1.6 表一 磁特性刀具和工件 單位：kg-mm-ms彈性率(E) 泊松比密度() 應(yīng)變率參數(shù)(C) 應(yīng)變率參數(shù)(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 彈性率(E) 工件實(shí)際上也反映了固體顆粒顆粒附近的2h0邊界（h0是初始平滑的長度），如圖4所示。 虛擬的物理粒子和固體顆粒的數(shù)量對稱于固定邊界上。因此，虛擬粒子可以產(chǎn)生約束的固體顆粒。它使固體顆粒速度保持在零值，而無法穿透邊界。 固體顆粒 虛粒子平滑的長度初步平滑長度圖4 SPH對稱平面模型IV. 仿真結(jié)果分析A. 切屑的形成本文對切割變形和45號鋼的切屑的形成過程進(jìn)行了模擬。切割速度VS是10米/秒，切削深度為0.5mm。從圖 5（a）可以看出，存在于邊緣之間的工具和切削層材料接觸帶有較大的接觸應(yīng)力。正好是658.6MPa。該值高于生產(chǎn)的45鋼的強(qiáng)度。因此，在接觸帶的物質(zhì)產(chǎn)生不可逆變形，其他區(qū)的材料仍然處于彈性狀態(tài)。隨著工具的不斷移動(dòng)，邊上的工具和切削層逐漸增加接觸面積。切割層材料堆積在刀面上。材料的內(nèi)應(yīng)力逐漸增加。如圖所示5（b），小變形區(qū)有效應(yīng)力遠(yuǎn)高于屈服強(qiáng)度。 (a) t=0.02ms (b) t=0.06ms (c) t=0.14ms (d) t=0.35ms 圖5 變形過程中的切削層材料因此，在小變形區(qū)材料是塑料的狀態(tài)。刀具切削材料和流動(dòng)擠壓后，在向上沿刀面程塑性狀態(tài)推動(dòng)材料。切屑的材料從表格可以看出，流出的主要變形區(qū)，如圖所示5（c）。從圖 5（d）可以看出，表面層的組成物質(zhì)的內(nèi)部結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，并存在于表層形成的殘余應(yīng)力。仿真過程表明，擠壓和摩擦，切割形成的冷卻表層材料是塑性變形力的結(jié)果，并形成殘余應(yīng)力。圖 6顯示了工件在金屬切削過程中的最大有效應(yīng)力變化曲線?？梢钥闯觯畲笥行?yīng)力急劇增加的起步階段。最高值在0.11ms時(shí)高達(dá)1.4GPa，然后下降。在這個(gè)時(shí)候切屑逐漸形成。最高有效應(yīng)力變化，最終在1.21.4GPa。 時(shí)間（ms）圖6 變化曲線的最大有效應(yīng)力B. 切削力分析從圖 7可以看出，切削力急劇增加，然后下降，最終在一定范圍內(nèi)變化。在金屬切削過程中，隨著接觸面積刀具和切削層材料變化，切削力和在接觸帶的內(nèi)應(yīng)力增加物質(zhì)逐漸增加。時(shí)間（ms）當(dāng)內(nèi)應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，材料產(chǎn)生剪應(yīng)力，切屑從主要變形區(qū)域流出。它使切削力減少一點(diǎn)。材料屈服和切屑形成不斷發(fā)生，因此減少在一定范圍內(nèi)的力波。C. 分析應(yīng)力和應(yīng)變刀具從動(dòng)態(tài)模擬過程可以看出，首次切削存在著較大的接觸應(yīng)力。隨著切割進(jìn)行，材料變形向上沿刀面和前刀面擠壓動(dòng)作。在刀面最大接觸應(yīng)力點(diǎn)向上移動(dòng)了。在切屑形成以后，最大有效的應(yīng)力波在某一處達(dá)到最大值（如圖所示8）。因此，切削刀具在0.2ms時(shí)磨損嚴(yán)重。刀面應(yīng)力分布曲線如圖所示 9，可以看出，切削刃接觸點(diǎn)應(yīng)力較大。這時(shí)達(dá)到最大值為0.4毫米，然后逐漸減小。 圖8 0.2ms的有效應(yīng)力分布距離前沿（mm）圖9 0.2ms的應(yīng)力刀面分布曲線圖10顯示在刀具表面的最大有效應(yīng)力應(yīng)變變化曲線。沒有考慮到不正常的地方跳動(dòng)曲線，可以看出，最大有效應(yīng)力大幅增加至0.28GPa，并最終保持在0.35Gpa左右擺動(dòng)。最高有效應(yīng)變保持在0.03左右擺動(dòng)。刀具的彈性變形很小。 時(shí)間（ms） （a）最大有效應(yīng)力變化曲線 時(shí)間（ms）（b）最大有效應(yīng)變變化曲線圖10 刀具表面最大有效應(yīng)力和應(yīng)變的變化曲線V. 結(jié)論1）耦合的有限元方法和SPH補(bǔ)充了單一方法的缺點(diǎn)。仿真結(jié)果表明，它是在金屬切削仿真有效的過程。2）切割過程是一個(gè)塑性變形過程，切削層材料產(chǎn)生的剪切滑移是由于刀具擠壓。3）從切割的擠壓和摩擦結(jié)果來看，在冷卻的條件下，在材料表面層形成塑性變形，并最終形成殘余應(yīng)力。4）后形成的切屑，最高在一定范圍的有效應(yīng)力波的前沿。因此，切削刀具磨損嚴(yán)重。自述我最主要是向我的上司王教授致以深切的感謝，他不斷的鼓勵(lì)和指導(dǎo)我.沒有他的一貫指導(dǎo)和啟發(fā)，本文不可能達(dá)到目前的形式。我還衷心感謝我的朋友和我同學(xué)抽出時(shí)間給我?guī)椭⑶規(guī)椭以谖恼鲁霈F(xiàn)困難的期間指出我的問題。參考文獻(xiàn)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.Salaun, et al, “SPH method applied to high speed cutting modeling”, International Journal of Mechanical Sciences, vol. 49, no. 7, pp 898-908, Sept, 2007.10 J.-Q. Hallquist, LS-DYNA Theoretical Manual, Livermore Software Technology Corporation. Livermore, California, 1998