正交金属切削过程的有限元模拟，用于定性理解火山口磨损对切屑形成过程的影响

  介绍

  金属切削作为从工件上去除不需要的材料的重要制造工艺，已经被广泛研究。伴随着不可逆的变形和热传递，金属切割是耦合的热机械过程。由于大的变形，高应变率，大幅度的温度升高，过度的摩擦和金属切削过程中涉及的复杂加载条件，精确的分析模型非常难以发展。大多数现有模型是描述性的而不是预测性的，因此不能直接应用于确定设计阶段的最佳切割条件。另一方面，实验方法是本质上特定于配置，并且对于复杂加工过程的建模往往非常昂贵。因此，基于详细数值模拟的模型在开发金属预测理论中变得至关重要切割。

  自1973年以来，有限元法（FEM）一直是金属切削模拟中最常用的数值工具，当时该方法首次应用于Klamecki的模型加工过程[1]。在金属中使用FEM切削分析使人们能够结合金属（工件）的真实本构关系，精确地模拟芯片和切削工具之间的相互作用，并考虑到自由切屑表面的边界效应[2]。更重要的是，FEM作为全场技术，可以确定工件中的应力，应变和温度场以及全局参数（包括切削力，进给力和切屑几何形状）。该有关应力和温度分布的详细信息对于预测最佳切削条件至关重要。因此，对使用各种有限元（FE）模型的金属切削模拟进行了大量研究，其中大部分都在[3-5]中进行了审查。

  金属切削作为材料去除工艺通常涉及大的变形和非常高的应变速率。在切削过程中产生的切屑在高压区域中与刀具前刀面接触，从而导致粘着摩擦力会在工具面上进一步向滑动摩擦转变。金属切削中涉及的大的塑性变形和强烈的摩擦产生了大量的热能，导致了显着的增加温度。因此，切割过程应视为耦合热机械过程。最近，沿着这条线进行了研究。例如，热机械平面应变有限元模型Lei等人提出了连续切屑成形正交切削的建模方法。 [6]，它忽略了工具 - 芯片界面上的摩擦力，并假设直接施加到芯片上的均匀热通量来解释摩擦产生的热传递。 Liu和Guo [7]报道了一种热弹 - 粘塑性有限元模型，该模型用于研究工具 - 切屑摩擦和顺序切削对加工层残余应力的影响。气温在使用塑性变形产生的热量进行分析时估算工件的上升，忽略摩擦产生的工作并假设绝热条件。 Shet和Deng [8]提供了有限元分析基于改进的库仑摩擦定律和基于应力的芯片分离准则的正交金属切削工艺。在他们的研究中，假设绝热加热条件决定了两次剪切中的局部温度升高由塑性变形和摩擦作用引起的区域。由于工件，芯片和切削工具以及芯片和工具之间始终存在热传导，绝热加热仅为近似，可能会产生不可接受的结果，特别是在使用低切削速度或中切削速度时[9]。因此，改进的有限元模型仍可以完全代表金属切削过程中的热机械耦合需要。

在处理正交金属切削过程中发生的刀具磨损时，先前的研究者已经确定了两种磨损形成机制：月牙洼磨损和后刀面磨损。由侧面引起的刀具几何形状变化的影响对切​​削过程中的磨损进行了广泛的研究[10-12]，特别关注计算残余应力 - 描述切屑与工件的分离。芯片 - 工具交互将被视为滑动粘贴和将由库仑定律代表。将解决热传导方程，以确定由于塑性变形和摩擦引起的加热引起的温度场。通用有限元代码ABAQUS [16]将作为本模型中的计算工具。应力和温度场将使用ABAQUS同时确定。该代码用于金属切削模拟的可行性已成功证明以前的研究[6-8]。将在当前模型中获得的部分预测结果与[14,15]中报告的实验数据进行比较。

  建模注意事项

  假设

  本次调查有三个主要假设。首先，假设平面应变状态，如在几乎所有先前的研究中所做的那样。由于切割宽度远大于未变形的切屑厚度，因此这个假设是有道理的。其次，考虑到工具材料相对于工件的弹性模量大，切削工具被认为是完全刚性的。这是可接受的近似值，因为切割的弹性偏转与工件的大塑性变形相比，该工具是微不足道的。最后，切割工具被认为是非常锋利的以便于模拟。

  本构关系

  本研究考虑了油硬化工具钢O1。这种材料的von Mises等效应力σ可以用Johnson-Cook的模型表示为[15]SES。然而，对于火山口磨损的影响，尽管有这种形成机制，但很少有研究报道主义同样重要。 Komvopoulos和Erpenbeck [13]使用有限元模型和等温假设研究了火山口磨损和堆积边缘（BUE）的综合影响灰。为了更好地理解由于月牙洼磨损对切削参数引起的刀具几何形状变化的影响，应考虑耦合热和机械响应的热机械模型，因为刀具磨损与加工过程中的温度升高密切相关。

  本文的目的是开发一个完全耦合的热机械有限元模型，用于模拟正交切割过程，特别强调火山口磨损的影响。稳态和平面应变切割条件将被考虑。将采用其形式的油淬工具钢O1的本构方程之前通过使用Split Hopkinson Bar测试[14,15]确定。临界应力准则将用于A，B，C，m和n是本构常数，εvonMises等效塑性应变，ε·等效塑性应变率，ε·0参考当量塑性应变率，KT是用于调节热软化效应应力的因素，T丰富同源温度，T是工件温度，Tmelt和T0是，分别是材料熔化温度和参考环境温度。对于所考虑的O1钢，这些常数已经存在由Zheng和Sutherland [15]确定，使用Split Hopkinson Bar试验，A = 625.3 MPa，B = 650.0 MPa，n = 0.42，C = 0.011，ε·0 = 451 s-1，m = 1，T0 = 25℃，Tmelt = 1500℃。工件材料属性，包括表1中列出了适当的温度依赖性。 （1）和（2），以及这些材料

在这项研究中将采用属性来表示钢的本构行为。

  1初始有限元网格

  初始有限元网格如图1所示。切割宽度3.861 mm，是切割深度的50倍，50.8μm，因此假定为平面应变状态。使用五层元件，每层10.16μm高模拟预期的芯片形成。根据偏置规则（即，相邻元件的高度比为0.6），四层元件的高度从工件底部向切割表面减小，是用于切割表面下的工件。为了便于芯片形成，假定初始芯片，其由五个元件层建模，每层中具有20个元件。共有640个平面应变元件（已知作为ABAQUS中的CPET4，它是无参数的，四节点和温度位移耦合，并且在该网格中使用791个节点。潜在芯片中的元件被设计成使得它们的尺寸向后倾斜水平方向大于垂直方向。最初由Stren-kowski和Carroll [17]提出的这种配置可以抵消由于强烈压缩，剪切引起的元件的严重变形。应变和摩擦滑动，从而避免在数值迭代期间可能的发散。必须进行试错法以确定合适的元素形式和尺寸[18]。在这项研究中，所有元素都习惯了模拟潜在芯片的长度为50微米，它们的取向角相对于垂直方向为70°。

  切削工具及其磨损

  在实际的加工操作中，刀具磨损沿着刀具面是不均匀的。当需要确定允许的磨损值时，这需要规定磨损的位置和程度。最高的轮廓在加工低碳钢时，温度通常位于沿前刀面远离切削刃的距离处，导致与该温度轮廓相对应的凹坑形式的磨损[19]。典型的单点具有月牙洼磨损的工具如图2所示，其中火山口深度KT通常被视为火山口磨损量的量度[20]。所示的陨石坑是圆的一部分，KB测量距离中心的垂直距离圆形到切削工具的尖端。在涉及月牙洼磨损的切削过程中，随着切削时间的延长或切削速度的提高，热量将从热点流向切削刃[19]。另一方面，火山口可能在加工高导电率材料时也来自切削刃。因此，在达到允许的磨损阈值之前有两种可能的月牙洼磨损模式，即KB = KM / 2和KB的月牙洼磨损>KM / 2。本研究将模拟四个案例。工具的几何参数，所有这些参数都具有相同的前角10°，如表2所示。

  如图3所示，工件固定在其底部和右侧表面上，并且切割工具可以从左向右水平移动，同时垂直约束。

图1.有限元模型的初始网格。图2.工具面的配置。

  此外，工件的顶面和暴露在空气中的芯片表面都是绝热的，工件加工部分的顶面和左面也是绝热的，因为它们与空气之间的热传递是微不足道的。因此可以被忽视。工件的右表面和底表面保持在初始温度，因为它们远离变形区域。

  切削工具的弹性模量基本上大于工件的弹性模量，被建模为刚体。由于假设该工具非常锋利，因此只需要一个前刀面的一部分由两个定义节点刚性元素。运动约束和工具的载荷由参考节点规定，该参考节点附接到刚性工具。通过该参考节点以所选时间为工具分配切削速度间隔和水平方向上相应的刀具位移。在对工具 - 芯片相互作用和芯片分离进行建模之前，必须定义两个表面接触对，即工具电位芯片对和工具电位芯片对工件电位芯片对。后一对的初始条件是沿预期分型线的两个相同节点是完全结合的。本研究的另一个初始条件是初始温度，25°C，施加在所有元素上。

  在滑动区域中，假设恒定的摩擦系数μ，而在粘附区域中施加等效剪切应力极限τmax。因此，界面上的摩擦应力τfr可表示为其中σs是沿工具前刀面的法向应力。显然，这种摩擦模型基于库仑定律。

  式。 （3）代表滑动区域，而Eq。 （4）描述了粘附区域。为了利用ABAQUS，τmax=σs/ y'3是在本研究中采用，其中σs是与工具面相邻的二次剪切区域中的von Mises等效应力。作为近似，可以从测量值计算滑动区域中的平均摩擦系数切割和进给力。 τmax可以通过前刀面上的接触区域[19]的测量进给力的分配（当前角为0°时）来估算。在该研究中，获得μ= 0.85和τmax= 500MPa使用[14]中提供的实验数据。

  2.6。温度的影响

  工具 - 芯片界面上不可逆的塑性变形和摩擦产生热量并导致温度升高。塑性变形导致其中q·p是由于塑性加工引起的体积热通量，ηp是塑性功转换因子，l'，E·pare分别是Cauchy应力张量和塑性应变率张量。

  2.5。工具芯片接口上的摩擦力

  切削工具和芯片之间的相互作用是一个复杂的接触问题。实验观察[21]表明在切削工具的前刀面上有两个不同的区域，即粘附和滑动区域。

图3.正交金属切削中的边界条件（扁平工具）。

  其中q·f是由于摩擦功而产生的体积热通量，y·滑移率，ηf是摩擦功转换因子，ff是传导到芯片中的热能的分数，τfr是在Eq附近定义的。 （3）。注意到这一点大多数塑料工作转化为热量，ηp取0.9。此外，通过假设所有摩擦功转化为热量，ηf= 1.0将用于该参数研究。 ff的值由热量决定工具和工件材料的特性以及工具 - 芯片界面附近的温度梯度。在这项研究中，取ff = 0.5（平均值）。在先前的研究中，已经将相似的值用于这些参数在相同的论点[6,22]。

  定义温度场的能量方程是其中q·= q·p + q·f是总体积发热率，ρ，k和cp分别是工件材料的密度，热导率和比热，72是拉普拉斯算子。显然，Eqs。 （1），（2）（5） - （7）表明应力场和应变场与温度场完全耦合，从而产生耦合的热机械模型，如前所述。这些方程式将使用ABAQUSto同时求解确定应力，应变和温度场。

  2.7。芯片分离标准

  有两种主要的FE配方，即拉格朗日和欧拉配方。在拉格朗日公式中，精确覆盖分析区域的元素附着在材料上并与工件。另一方面，欧拉公式将元素视为在空间中固定，并在材料流过网格时计算固定空间位置的材料属性。

  在加工过程中，最初是工件一部分的切屑与刀尖处的加工表面分离。为了使用拉格朗日有限元公式对该过程进行建模，必须采用控制芯片分离的标准被给予。在文献中已经报道了各种这样的标准。它们可以分为两种类型，即几何和物理[23]。根据几何分离标准，芯片将在分离时分离刀尖与刀尖前方最近的节点之间的距离等于或小于给定值。几何方法的缺点是它没有物理意义。物理标准是基于所选物理变量的值，例如应力，等效塑性应变或应变能密度，位于刀尖前方的元件中。在这样的物理标准中，规定了一对重合节点如果指定元素中指定物理变量的值大于所选阈值，则假设它们在最初完全键合时被分离。

  在本研究中使用临界应力标准，其中一个物理标准。这个标准表明裂纹尖端节点在假定的分离处裂纹尖端前面指定距离处的局部等效应力下脱粘线达到临界值。临界应力标准定义为[16]

  已知使用节点分离标准的拉格朗日公式具有某些缺陷[24]。然而，它的简单性和相关的较低计算成本使得这种配方比其他配方更具吸引力方法，包括连续重新划分技术[25]，欧拉公式和任意拉格朗日 - 欧拉方法[24]，用于涉及多个病例的参数研究。因此，拉格朗日公式使用本研究采用上述临界应力（节点分离）标准。这种配方的流行证明了它在众多研究[8,26]和主要计算机代码（如ABAQUS）中的广泛应用。[16]）。

  结果与讨论

  模拟表2中列出的四种情况。根据工具面几何形状，它们可分为三种类型：平面（案例1），具有KB = KM / 2的凹坑面（案例2）和具有KB> KM / 2（案例3和4）的凹坑面。更多这里将注意KB> KM / 2的火山口磨损的影响，因为这种类型的火山口磨损在实践中经常遇到。代表性的结果可能会对几何图形的影响有所启发本节介绍了正交切削过程中刀具前刀面的变化，如凹坑位置，凹坑深度和凹坑宽度。具体而言，这些结果包括变形网格，von的分布Mises等效塑性应变，von Mises等效应力和切削温度，刀具 - 切屑界面上的接触应力分布以及切削力。

  所有四种情况的切割速度都设定为4.064米/秒。作为比较的参考基准，首先模拟平面壳体，并将获得的切削力与[15]中报告的实验数据进行比较和验证。之后，火山口的磨损效果就是调查所有其他条件保持不变。

  通常，切削工具应继续移动至少20倍切削深度的距离，以确保达到稳态切屑形成[18]。因此，对于本研究中的每个案例，该工具已通过在规定的切割条件下朝向目的地至少2毫米。要完成每个模拟，需要大约2.5小时的Sun Workstation（Ultra SPARC-Iii 440 MHz）的CPU时间。其中σ22是指定点2（垂直）方向的法向应力分量，τ21是同一点1（水平）方向的剪切应力，σf和τf分别是破坏法线和剪切工件材料的应力。当f = 1士时，最初绑定的节点分开！if，where！if是给定的容差。通常需要试错模拟来确定评估应力的位置。

  采用裂纹尖端是方便的，并且分离行为证明是合理令人满意的。

表壳采用扁平工具

  变形网格如图4所示。在该图和随后的图中，除非另有说明，否则放大系数设定为3.5。应注意，最初向后倾斜的元件变得大致垂直通过主剪切区后到前刀面。高度的增加和元件宽度的减小导致切屑厚度高于切削深度。

图4.变形网格（案例1：扁平工具）。

  元件的底层经受主要区域的剪切，沿着前刀面滑动并向前倾斜，然后卷起前刀面。机加工零件的顶部两个元件层保持倾斜，即使是工具搬走了很远。因此，在加工之后在工件中产生残余应变和应力。

  图5显示了von Mises等效塑性应变的分布。显然，初级剪切带中的塑性变形始于其下边界，并随着材料向上边界移动而增加这个区域。因此，代替经典正交切削理论[27]预测的剪切面，这种情况下的主剪切区域在从刀尖延伸到芯片的自由表面时变宽。剪切角在经典金属切削理论的基础上实验获得的是22°[15]。显然，该剪切面（剪切角为22°）位于主剪切区内，剪切角的剪切角为14°~23°。它是可以看出，从芯片的底部到顶部存在明显的应变梯度，最大应变值存在于底部。这在物理上是合理的，因为底层中的元素已经通过了主剪切带并通过摩擦与前刀面相互作用。对图5的检查还表明，加工表面上和下方的残余塑性应变的大小与下方的相同。主剪切带的边界。

  von Mises等效应力的分布如图6所示。值得注意的是，峰值von Mises应力轮廓包括主剪切带的中心区域，其图案与von Mises的图案非常相似。等效塑性应变如图5所示。由于软化作用，二次剪切带的等效应力大小低于一次剪切带。

图5. von Mises等效塑性应变的轮廓（情况1：扁平工具）。

图6. von Mises等效应力的轮廓（情况1：扁平工具）。

切割温度。此外，重要的是要注意在加工表面下方和芯片自由表面上的残余等效应力的出现（见图6）。

图7显示了切割温度分布。温度升高始于主剪切区的下边界，并在芯片中继续，即使没有密集的塑性变形（剪切）远离剪切带。传导解释了这种现象。此外，由工具和芯片之间的摩擦相互作用产生的热量也有助于温度升高。因此，最高温度会发生工具芯片接口。值得注意的是，芯片中存在显着的温度梯度，类似于图5中显示的等效塑性应变梯度。

  图8示出了沿前刀面分布的法向和剪切接触应力的分布。正压力的大小是压缩的，如图8所示。这适用于随后描述的数字接触压力曲线。表面元件以从工具尖端到接触长度的末端的升序编号，在该处，芯片开始卷曲远离工具面。从图8可以看出正常应力在刀尖附近达到最高值，在第三个元素中急剧下降，通过元件号逐渐减小。 22，最后在接触端突然跳下来。粘滑现象清楚地表现在剪切应力曲线：剪切应力的值在靠近工具尖端的区域（即粘附区域）保持恒定，并且与接触区域的其余部分（即滑动区域）中的法向应力成比例。这样的剖面与Usui和Takeyama [21]的实验观察具有定性一致性。

  图9显示了模拟和实验获得的切削力之间的比较。工具移动约1.2后，模拟切削力（Fcs）和进给力（Fts）明显达到稳态值mm，大约是切割深度的24倍。在[15]中仅提供了切削力（Fce）和进给力（Fte）的稳态实验数据，这些数据也显示在图9中。力值的波动是

图7.切割温度的轮廓（情况1：扁平工具）。

图8.工具 - 芯片界面上的接触应力分量的分布（情况1：扁平工具）。

这归因于两个初始结合的节点在它们脱粘时的结合力释放。 Fcs和Fts都显示出最初的急剧增长。这是由工具面和最初假定的芯片之间的初始接触引起的。他们当新芯片开始形成时，开始逐渐上升。通过模拟和实验获得的切削力和进给力的比较显示出良好的一致性。这将验证当前的有限元模型用于模拟以下部分中表2中列出的具有陨石坑工具的其他三种情况。

使用具有KM / 2的陨石坑工具的情况

  为了揭示第一类火山口磨损（表2中的情况2）对切割过程的影响，使用具有从工具尖端开始的火山口的陨石坑工具代替工具来进行模拟。同一套代表性的结果，如图1和图2所示。获得图10-15中所示的那些，并与前面部分中讨论的那些进行比较。

  如图10所示，陨石坑的存在对切屑形成具有明显的不利影响。陨石坑的前缘实际上增加了工具的前角，使得工件的向内流动更容易材料进入凹槽并因此减少材料在主剪切区域中所经受的剪切。由于主剪切区域的剪切减少，产生了比图4中更薄的切屑厚度。变形了材料与火山口表面紧密贴合。观察到芯片的底部元件层在接近火山口的后缘之前不会反转它们的取向，这抑制了向上的材料流动和防止芯片沿着随后的平坦前刀面滑动。因此，尾部火山口边缘必须承受非常高的压缩，这可能导致粘附，因此二次剪切区域出现在该边缘附近。这个可以通过参考图11来确认，其中最高的von Mises等效塑性应变轮廓在尾部火山口边缘附近开始，并且在与下部接触的材料中存在较低的应变轮廓。火山口。对图11的检查表明，主剪切区中的von Mises等效塑性应变较低，并且与加工表面相比，加工表面下的残余塑性应变区的深度较小。图5。

图9.切削力与刀具位移（情况1：扁平刀具）。

图10.变形网格（案例2：陨石坑工具）。

图11. von Mises等效塑性应变的轮廓（情况2：陨石坑工具）。

图12. von Mises等效应力的轮廓（情况2：陨石坑工具）。

图13.切割温度的轮廓（情况2：陨石坑工具）。

图14.工具 - 芯片界面上接触应力分量的分布（案例2：陨石坑工具）。

  图12显示了von Mises等效应力的轮廓。当比较图5和图6时，最高von Mises应力的分布存在显着差异。而不是只存在于主要的中心区域在图6中，图12中的最高von Mises应力轮廓覆盖了更大的区域，从几乎整个火山口接触表面延伸到芯片的自由表面。在尾随处强制卷曲芯片

图15.切削力与刀具位移（情况2：陨石坑工具）。

  图13显示了最高切割温度轮廓的提升中心，从中产生了一个显着的梯度。由于塑料和摩擦力的作用，该中心的轨迹对应于尾部火山口边缘的轨迹该火山口表面在位于后缘附近的二次剪切带中达到最大值。

  如图14所示，工具 - 芯片界面上的接触应力分量的轮廓给出了关于芯片底部和火山口表面之间的机械相互作用的直接信息。正常情况急剧下降在火山口前缘（靠近元素3）周围施加应力，然后正常应力持续增加到尾部边缘，其中应力值约为前缘的三倍。事实上，从图14中可以清楚地看出后缘在支撑芯片方面比陨石坑的其余部分起着更重要的作用。与火山口表面接触的大部分芯片底部仍处于粘附状态（即，恒定剪切应力）。作用在后缘的非常强烈的机械和热负荷将磨损这条边快速地加速了火山口向上的生长。

  图15显示了切割（Fc）和进给（Ft）力，与图9中的相比，这些力小约100N。这是由于接触长度的显着减少，即壳体的一半。 1，虽然达到顶峰图14中的法向应力高于图8中的法向应力。

  使用具有KB> KM / 2的陨石坑工具的情况

  在该小节中研究了第二类火山口磨损（表2中的情况3和4）对金属切削过程的影响。与第一种类型（情况2）不同，这种类型的火山口位于远离切割的一定距离处边缘，即，凹坑停留在工具面的两个区段之间。

  因此，工具尖端附近的前角与扁平工具（壳体1）的前角相同。模拟两种情况（即情况3和4）以研究火山口的不同参数的影响。在案例3中，深度KT和火山口的宽度2（KM-KB）（见图2）小于情况4，而假设两种情况下从工具尖端到火山口前缘的距离相同。此外，KT与案例2和案例相同案例4（见表2）。代表性的结果显示在图1和2中对于情况3和图4和图6中的情况，在下文中，首先将案例3和4的结果与案例1和案例2的结果进行比较。然后，比较案例3和案例4彼此说明他们的差异和相似之处。

  与图1和2中所示的那些相比。在图4和10中，变形网格在图4和10中示出。图16和22表明用第二类陨石坑工具形成的芯片更薄，芯片底层的元件更严重只有在远离接触区域之后才会扭曲并扭转它们的方向，并且在加工表面下方发生很少的残余（塑性）变形。陨石坑的存在限制了工具之间的接触和芯片，增强卷曲。图图17和23表明位于芯片底部的情况3或4中最高等效塑性应变的轮廓从刀尖开始，这与壳体的类似。1（图5）但不同于情况2（图11）。在情况3和4中，等效塑性应变的最大值高于情况1和2中的最大值，这意味着在二次剪切中发生更强烈的变形在前两种情况下的区域。加工表面下方的残余应变几乎不可观察到。 von Mises等效应力的轮廓，如图4和图5所示。在图18和24中，揭示了一个之间的应力分布在图6和图12中的一个中，具有最高等效应力的轮廓集中在主剪切区的中心区域，而具有第二高等效应力的轮廓分布在更大的区域中，沿着延伸

图16.变形网格（放大系数：6）（情况3：陨石坑工具）。

图17. von Mises等效塑性应变的轮廓（情况3：陨石坑工具）。

图18. von Mises等效应力的轮廓（案例3：陨石坑工具）。

主剪切区域和从工具面的直线段到自由切屑表面。切割温度的分布如图2和3所示。对于情况3或4，轮廓的宽度最高温度比情况1小得多（图7）。对于箱体3和4，该轮廓位于陨石坑的前缘处，而不是在箱体2中的陨石坑后缘对中（图13）。对图的检查。 2026表示接触应力分布存在不连续性。这是由工具之间的局部失去一致性引起的

图19.切割温度的轮廓（情况3：陨石坑工具）。

图20.切削力与刀具位移（情况3：陨石坑工具）。

图21.工具 - 芯片界面上接触应力分量的分布（案例3：陨石坑工具）。

在火山口边缘和扁平工具段的交叉处，表面和顶部都是光滑的。与情况2（见图14）相比，在火山口前缘的情况4（图26）中出现较大的峰值法向应力对应于最高温度的轨迹。代替在壳体2中向上方向（即，在后缘处）快速生长陨石坑的明显趋势，在这种情况下，前缘最容易磨损。

  情况下的切割力和进给力3

图22.变形网格（放大系数：6）（案例4：陨石坑工具）。

图23. von Mises等效塑性应变的轮廓（情况4：陨石坑工具）。

图24. von Mises等效应力的轮廓（情况4：陨石坑工具）。

图25.切割温度的轮廓（案例4：陨石坑工具）。

图26.切削力与刀具位移（案例4：陨石坑工具）。

图27.切削力与刀具位移（情况4：陨石坑工具）。

和4，如图4和5所示。因为较少量的芯片与工具面紧密接触，所以图21和27所示的芯片小于情况2（图15）。

  从图16（情况3）可以看出芯片滑动由于火山口的小尺寸，在火山口上方没有接触火山口表面。当火山口的深度和宽度增加时，情况明显不同，如图22所示（情况4）。在案例4中，材料转动进入前角的火山口，沿着整个火山口表面滑动后，被迫在后缘卷曲。在火山口上部逐渐倾斜导致比在情况3中更少的卷曲（图16）。

  对于情况3和4，等效塑性应变的分布非常相似，如图4和图5所示。然而，情况4中最大的等效塑性应变更大，因为在这种情况下芯片必须绕a转动进入火山口前的尖角。情况3和4中的von Mises等效应力分布之间的微小差异（见图18和24）可归因于芯片的卷曲半径。一个较小的冰壶如图18（案例3）所示，半径导致更多的压缩集中在主剪切区的上角。值得注意的是，壳体3中的最高温度轮廓覆盖了从刀尖到刀尖的区域如图19所示，火山口的后缘如图19所示，而在情况4中，最高温度轮廓位于前缘，如图25所示。另外，峰值法向应力发生在情况3的后缘，如显示在图20，而在情况4（图26）中，在前缘达到峰值法向应力。机械和热作用将导致火山口的生长在上方（即后缘）更快地发展。在情况3中，应该指出前缘处的法向应力也很高（图20），这意味着情况3，但是在下方向（即在前缘处）。火山口也会增长尽管生长速率可以小于后缘处的生长速率，但是基本上在较低方向上。

  结论

  开发了一个完全耦合的热机械有限元模型来模拟正交金属切削过程，重点是刀具前刀面几何变化的影响。基于仿真结果和在分析中，可以得出以下结论：

  该模型可以很好地描述正交金属切削过程的主要特征。在使用扁平工具的情况下，模拟切割和进给力与实验获得的数据[15]非常一致，后者验证了现在的模式。

  工具前刀面上有一个凹坑，对切削过程有明显的影响。

  当使用具有不同类型但深度相同的陨石坑的切削工具时，其代表性结果中出现明显的差异。

  情况3和4的比较表明，凹坑的尺寸对切削过程具有显着影响，尤其是对刀具 - 切屑接触应力和切屑形成的分布。火山口尺寸越大，产生的卷曲半径越大。